EP0815282A2 - Industrieller dampftransport und -abscheidung - Google Patents

Abstract

Porenmembrangesteuerte, physikalische und chemische Dampfförderung und Dampfabscheidung mit Kondensator- und Membrantechnik bei einer transmembranen Selektivität SK = 1 oder nahe bei 1, und mit einer durch die Pumpgeschwindigkeit an dem Eingang des Pumpstandes in der Vakuumkammer der Dampfabscheideebene und durch die resultierende, i.e. erzwungene Konvektion angetriebenen Förderleistung. Die erweiterte Membrantechnik zur Sogstrom-betriebenen globalen Dampfförderung und -abscheidung wird auch für lokal durch den Dampfdruck angetriebene Förderströme eingesetzt. Es werden neue Membranfunktionen und neue Verfahrenskonfigurationen und Operationsebenen beschrieben, deren Triebkraft für Massentransport zwischen Dampfquelle und Abscheidefläche und resultierende Produktivität von einem durch ein externes Pumpensystem erzeugten Gas/Dampf-Sogstrom vorgegeben und limitiert ist, wobei der Gesamtgas-Sogstrom lokal sehr hohe Strömungsgeschwindigkeiten insbesondere vor Abscheidung annehmen kann, und deshalb neue Manipulationen zur Produktgestaltung und Produktqualität erlaubt. Nach Durchgang durch die Dampfabscheidekammer kann bei durch Nichtabscheidung gefördertem Impulstransfer (einschließlich des Einsatzes einer inerten Trägergaskomponente) neben dem externen Pumpensystem wahlweise ein externer Zyklon und/oder ein externer Dampfabscheider und/oder Gaswäscher eingesetzt werden. Bei Einsatz eines Trägergases wird das Gas zum Gas-Versorgungssystem zurückgeführt und wiederverwendet.

Description

Technische Bedeutung

Diese Erfindung bezieht sich auf die industrielle Fertigung von neuen Hochleistungslegierungen. Funktionsmatenalien und ultra-hochreinen Materialien aus der Dampfphase einschhesshch PVD-Magnesium. PVD- Aluminium. PVD-Titan. PVD-Superlegierungen und PVD-Intermetal- lics ( Bleche. Stangen. Profile. Schmiedestucke. Schichten und Oberflachenfilme ). "Thermal Barπers", VD-Matenahen der Halbleitertechnologie einschhesshch elementarem und/oder porösem Silizium, der Distallation zur ( Ruck- ) Gew innung und Raffinade, 1 e zur Herstellung hochreiner Elemente wie Alkali-. Erdalka - und Seltene Erdmetalle, auf die Herstellung hoch¬ reiner und ultra-hoch-reiner ( elementarer oder Basis- ) Metalle ( Ubergangsmetalle w ie Zr. Cr etc ) und Produkte der "Reinraumtechnik' schlechthin, auf die Herstellung von Pigmenten, von Verstarkungskomponenten. ( von Legierungen m t feinstverteilten ) Karbiden, Nitriden. Bonden Oxyden. Siliziden. Fullerenen. Magneten, von optischen und elektronischen Produkten einschhesshch der Produkte der Mikroelektronik, auf die Beschichtung der Verstarkungs¬ komponenten von Komposita erkstoffen. zur Oberflachenbehandlung von Werkstoffen schlechthin, sowie auf die Rezykherung moderner Leichtbau- und Funktionsmatenalien und von Schmierstoffen sowie wassnger Losungen über die Dampfphase, wobei die aus der Damplphase abgeschiedenen Produkte feste massive Formen und/oder feste Pulverformen, Halbzeuge und/oder Endkonturnahe Formen in elementarem und/oder in legiertem Zustand, im thermo- dynanusch metastabilem oder stabilem Zustand, ob als Metall, Keramik oder als Halbleiter, annehmen oder in flussiger Form verpackt oder als gasformiger Bestandteil abgefüllt werden

Bezus w ird hergestellt zur und Priorität wird beansprucht mit Bezus auf EP- Anmeldung 941 1 1991 9- und PCT-Anmeldung PCT/EP95/02882 vom 19 Juli f995

ERSATZBLAH (REGEL 26) Stand der Technik und Abgrenzung

Bei der Industrialisierung der Fertigung zukunftiger Produkte aus der Dampfphase werden rel grosse Wege zum Transport sow ιe zum Durch- ( eg beim Legieren ) und Entmischen ( eg bei Rezykheren ) der betreffenden Dampfe energieeffizient zurückgelegt werden müssen Die Lan der notwendigen Dampf-Transportstromwege wird zum einen von der Grosse ( Menge und Dimension ) der Ausgangs-, Zwischen- und der resultierenden Produkte und zum anderen von der Art und der Anzahl der Methoden und der operativen Verfahrensschπtte des Legierens. Distilherens und des Transports ( in ) der Dampfphase bestimmt. Die Beherrschung grosser Dampftransportstromwege war aber der Tendenz nach noch stets ein Problem grosser Förder¬ leistungen Q. und zwar ganz unabhängig von der thermischen Belastbarkeit und der chemisch Reaktivität der Anlagenmateriahen mit und gegenüber den entsprechenden Dampfen ( cf [ la]

In der Vakuumtechnik müssen, ausgehend vom Resultat, zwei Pumpleistungen unterschieden werden: (1) die erste Pumpleistung muss zur Herstellung des Vakuums, des Unter- oder Über¬ drucks und/oder der kontrollierten atmosphärischen Zusammensetzung in einem relativ zur Umgebung quasi-abgeschlossenen System aufgebracht werden, wobei die Umgebung unter Normalbedingungen einen Druck von einer Atmosphäre aufweist; (n) die zweite, grundsätzlic zu unterscheidende Pumpleistung gilt der Herstellung von kontrollierten ( Sog- ) Stromungs- u ( Sog- ) Transportbewegungen im Vakuum, im gegenüber der Umgebung bestehendem Über¬ druck und/oder in gegenüber der Umgebung kontrolliert zusammengesetzten entsprechenden Atmosphären selbst, die in ( für ein spezifisches Pumpsystem ) gewissen Bereichen unabhängi vom absoluten Druckwert der jeweiligen Atmosphäre sind. So, wie unter Normalbedingungen eine Pumpe einen Luftzug erzeugen kann, kann eine Pumpe einen Dampfstrom unter Vakuum¬ bedingungen etc. erzeugen und antreiben, wobei die Pumpleistung auf verschiedene Weise von der Förderleistung entkoppelt und durch Kontrolle der Förderleistung an diese wiederum geko pelt werden kann. Die pumpenunspezifische Pumpgeschwindigkeit S am Eingang eines gegebe nen Vakuumpumpenstandes für eine gegebene Vakuumkammer ist eine gegenüber chemischen und physikalischen Transportvorgangen abzugrenzende mechanische Triebkraft zur erzwunge¬ nen Konvektion der beteiligten Transport-, Legierungs- oder Trennungs- und Umwandlungs¬ vorgange. Dabei ist es unerheblich, ob der Sogeffekt durch Unterdruck allein oder in Verbindu mit einem Tragergas hergestellt wird Der Druckstrom ist die dem ( technischen ) Überdruck entsprechende Form der Triebkraft für Stofftransport, wahrend es im Vakuum der Sogstrom ist Diese an sich triviale Unterscheidung hat angesichts des Standes der Vakuumtechnik und Mateπalherstellung aus der Dampfphase eine bisher sehr unterschätzte ( cf. [lb] ) Bedeutung

Gasformige Sogstrome werden (1) in der chemischen und petrochemischen Industrie für Trenn¬ verfahren zur Selektion eg von < eg organischen ) Losungsmitteln in der Abluft angewandt, in der der Geschwindigkeits-bestimmende Schritt von der Diffusion durch die Membran nach de Fickschen Diffusionsgesetz kontrolliert wird Gasformige Sogstrome werden auch (n) in chemischen Dampfabscheιde\ erfahren (CVD) angewandt, in der eine chemische Oberflachen- reaktion und der Betrag der interessierenden Oberflache die Produktivität des CVD-Beschich- tungsverfahrens bestimmt und limitiert In der einfachsten Form lautet diese Reaktion ( cf [2] )

2 AX(g) + H_: -> A(s) + 2HX(g) ( 1 ) wobei AX(g) der zugefuhrte gasformige Reaktant ( eg Flounde. Chloride. Bromide, Karbonyl fluchtige metall-organische Verbindungen ) ist. A der Stoff der resultierenden Oberflachen- schichus). H (H-, fιst Wasserstoff als frager und HX das zumeist toxische und korrosive Abga Der Sogstrom bestimmt hier nicht den Geschwindigkeits-bestimmenden Verfahrensschritt ( un die Produktivitatsgrenze ). sondern gilt primär der betrieblichen Sicherheit. Es ist deshalb auch nicht verwunderlich, dass in CVD-Vorgangen mit gleichzeitig auftretenden, sehr unterschied¬ lichen Oberflächen-Reaktionsgesch indigkeiten ( der Begriff "Reaktionskinetik" wird hier vermieden, da es häufig auf einen Reaktionsmechanismus bezogen wird, dessen Geschwindigk von Mechanismus-unabhängigen Grossen beeinflussbar ist ) sogenannte "Additive" den Reakta den zugegeben werden, um ^"den schnellsten Reaktionsvorgang zu bremsen ( ' ) und eine Harmonisierung aller Reaktionsvorgange an den entsprechenden Oberflachen, I e eine Kontrol des CVD-Verfahrens zu erzielen Auf diese Weise konnte eine präzise Kontrolle der Zusamme Setzung und Art der resultieren Phasen durch CVD- Verfahren erzielt werden. Die Steigerung der CVD-Verfahrens-spezifischen Produktivität hat sich daher auf die Entwicklung geeigneter Zusammensetzungen der der Reaktion zugefuhrten Reaktandengase konzentriert ( cf [3] ) und ist deshalb bisher unabhängig von der Pumpgeschwindigkeit S oder von der Forderleistung Q geblieben, die für den Abgas-Sog( ')-Strom aufgebracht wird

Dies ist ein wichtiger Referenzpunkt in der vorbezeichneten Gesamterfindung. Zur Beherrschung ( eines Verfahrens ) den schnellsten Verfahrensschritt nicht beschleunigen, aber auch nicht nur kontrollieren, sondern vor allen Dingen einschränken' Diese spezifische Form der Verfahrens¬ kontrolle zur Erhöhung der Produktivität, ist die unabdingbare Voraussetzung für die Industria¬ lisierung eines fortgeschrittenen Verfahrens und erlaubt die bessere Nutzung seiner inhärenten Vorteile Diese Maxime ist nur für solche Verfahren gültig, die in Grenzbereichen operieren Die Dampfabscheidung ( unabhängig von ihrer Form ( eg. als ( reagierter ) Staub. Pulver, massiver Rohling etc ) oder Dimension ) ist ein solcher Bereich, da weiter als bis auf das Einzelatom die Fragmentierung der Materie ( die das massgebhche Kriterium für die die Eigenschaften eines Werkstoffes kontrollierende Gefuge- und chemische Homogeneitat ist ) bisher für die Fabrika¬ tion (') neuer Werkstoffe noch keinen Sinn ergeben hat Ganz im Gegensatz dazu die bisherige rasche Erstarrung, die im Mikrometer-Fragmentierbereich arbeitet und bei der sich der operatio¬ neile Fragmentierbereich auf den "cross-over" des Fragmentiermediums ( eg bei der Gas- und Wasserverdusung ) oder beispielsweise auf den "melt-puddle" ( beim ' melt-spinning" ) konzen¬ triert Die entsprechende Produktivitätssteigerung bleibt bei der raschen Erstarrung aus der Schmelze ein lineares Problem und lasst sich effektiv nur extensiv. ι e. durch die Aneinander¬ reihung vieler "cross-overs" etc. zu einem "linearen" Konzept ( cf [4,5] ) mit limitieπer Effizienz und Erfindungstiefe steigern, die zum aktuellen Dilemma dieses Metiers beitragt.

Denn es bedarf bekanntlich nur der Überwindung einer gewissen energetischen Barriere und keiner grossen Erfindung, einen Stoff in unendlicher Menge zu verdampfen Gegenüber den CVD- und CVR- ( chemical vapour reaction ) Verfahren fehlt in physikalischen Dampfabschei¬ deverfahren ( PVD ) darüberhinaus noch eine chemische Stoffumwandlungsreaktion. sie kann daher auch nicht die Produktivität eines PVD-Verfahrens kontrollieren Temperatur- und Poten- tialgradienten ( 1 e freie Konvektion. Diffusion ) sind bis heute die vorherrschenden Triebkräfte der Transportvorgange in physikalischen Abscheideverfahren ( PVD ) geblieben ( cf [2] ) Folg¬ lich blieben die Freiheitsgrade und Innovationspotentiale der PVD-Verfahren bisher ungenutzt Das PVD-Problem ist kein echtes Produktivitatsproblem. obwohl es in der Laborpraxis und von aussen auf den ersten Blick als solches erscheint. Das PVD-Problem ist wie auch das CVD- und CVR-Problem in erster Linie ein Qua tatsproblem infolge der Problematik, bei hoher Produkt! - \ itat auch weiterhin Konzentration und Phasenauswahl sowie die Homogeneitat dieser Parameter im Produkt energieeffizient zu kontrollieren

Mit EP- Anmeldung 941 1 1991 9 [6] und der ersten entsprechenden PCT-Anmeldung vom 19 Juli 1995 wird zum ersten Mal ein von der Pumpgeschwindigkeit S angetriebenes Dampfab- scheide-Verfahren beansprucht, dessen Forderleistung ( engl "throughput" ) Q = q * P ( q = eg Volumenforderstrom oder -geschwindigkeit q [m³/sec] ) durch erzwungene Konvektion. I e durch ein externes ( I e ausserhalb des ( kürzesten, vom Anlagen- und Membran-Design abhan¬ gigen) Weges x zw ischen Dampfquelle und Dampfabscheideebene befindliches) Pumpensystem- und tur eine gegebene Pumpgeschwindigkeit von der näheren Ausführung eines "Massenfilters". der Porenmembran Diaphragma^* (PD) kontrolliert wird Das Diaphragma ist das prinzipielle Bauteil einer kontrollierten Produktivitätssteigerung für die Dampfabscheidung, das notwendig ist. um die _d) industrielle Fertigung massiver Konstruktions- und Funktionswerkstoffe sowie ihrer resultierenden Bauteile aus der Dampfphase einzuleiten, aber auch, um die (n) industrielle Fertigung ( dunner ) Schichten und die (in) Oberflachenbehandlung durch ( physikalische und chemische ) Dampfabscheidung auszureifen Das Diaphragma^* ist ein Anlagenbauteil, das einen durch ein externes Pumpensystem angetriebenen Dampf-Sogstrom ( cf. CVD - Verfahren physi^¬ kalisch ) durch Reservoir-Bildung abbremst und auf diese Weise neue, rein physikalische Kontrollformen ermöglicht Es hat die Funktion einer Membrane zur Kontrolle der Kondensation in Sogstrom-angetπebenen Dampfabscheidungsvertahren unter der Massgabe, dass die passierenden Gase oder Dampfe eine ( stufenweise ) Erniedrigung des mikroskopischen ( 1 e

ERSATZBLAπ (REGEL 26) direkt am Ausgang der Stromungskanale ) und des makroskopischen statischen Druckes ( ι e d Druckes in den durch diese Membrane getrennten Dampf- und / oder Abscheidekammern ) an der Schnittstelle z ischen den getrennten Kammern erfahren

Bei dem in EP-Anmeldung 941 1 1991 9 [6] beanspruchtem Diaphragma^* handelt es sich nicht nur um eine ganz neue Membranfarrulie ( in \-Translation ( das ist die Oberflachenormale und/oder der kürzeste transmembrane Abstand ) ass>mmetπsche, reine Poren- und Rohrenmem bran mit einer Selektivität Sι = 1 oder nahe bei 1 ), sondern um eine neue Membrangattung schlechthin Bisher waren alle Membranfamilien für die Trennung ( Dissoziation ) von Kompo¬ nenten eingesetzt worden ( I e S^ ungleich 1 ). hier nun wurde eine Membrane beansprucht, di genau das Gegenteil bezweckt nämlich die Synthese von (D höchst ( chemisch wie auch physi¬ kalisch ) homogenen Legierungen und Mischungen und (n) Abscheidung von Reinststoffen mit höchster Homogeneitat der Korn- und Phasenverteilung, wobei die Reinheit durch den assozier ten Distilhereffekt beim Abdampfvorgang zustande kommt Da keine chemischen Trennvorgan ge in der Gas- oder Dampfphase stattfinden, erfolgt eine andere Aufteilung der ( ein- ) atomare Dampfmasse gegenüber einem Dampfabscheideverfahren ohne Diaphragma^* Hierin liegt aber der Schlüssel für eine industrielle Synthese in der Dampfphase Die grundlegende Forderung a dieses Diaphragma^* besteht dann, starke Gesamtdruck- und Temperaturgefalle über seinen Querschnitt durch Komponenten-unspezifische Massenfiltnerung zu kontrollieren, I e ohne da sofern nicht ausdrücklich gekennzeichnet, eine Stofftrennung vorgenommen wird Klassische Stoff- ( und Wärmeübergangs- ) koeffizienten spielen deshalb keine ( oder nur eine untergeord¬ nete ) Rolle bei der Charakterisierung dieser neuen Membrangattung

Da keine chemischen Trennvorgange beim transmembranen Stofftransport auftreten, kann auch keine klassische Osmose, I e chemische Potentialgradienten eine kontrollierende Wirkung auf den Stofftransport ausüben Es versteht sich deshalb, dass die Transportvorgange nur durch die Variablen ( Unter- ) Druck. Temperatur sowie durch eine von aussen ( I e ausserhalb des Trans portweges zwischen Dampfquelle und -abscheidung ) auf das Kammersystem des Gesamtverfa ren auferlegte Stromungskraft erzwungen werden, die das Unterdruck-System aufrechthalt und kontrolliert Ein ' osmotischer Druck" übertragen auf das neue Dampfabscheideverfahren tntt demnach nur bei einem negativen Temperaturgradienten auf, gegen die die Dampf- oder Gas- stromung anströmen muss und für die das externe Pumpensystem unter den konstruktions¬ technischen Bedingungen der Dιaphragma^*-Losungen die Triebkraft bereitsstellt Da die Sog- strom-Forderleistung Q für eine gegebene Pumpgeschwindigkeit S vom Diaphragma* kontrol¬ liert wird, ist thermische Konvektion der erzwungenen mechanischen Konvektion als Kontroll- vanable untergeordnet und wird nur zur Feinadjustage im intermembranen Kammerbereich eingesetzt Eine der möglichen Mittel zur Realisierung des Verfahrens sind die vorm ( Sieb- Mode ) oder im ( Tiefenfilter-Mode ) Diaphragma^* eingebauten Bifurkationen ( cf Zweiter Tei der Erfindung ), die kontrollierte Teilstrome auf eine wartungsfreundliche, da Turbulenzen- und oder Kondensations-minimierende An und Weise vom Evakuierungstrom abzweigen und zwecks Reservoirbildung in die Ursprungskammer zurückfuhren Das Ruckhaltevermogen wird dabei durch die Kraft des Diaphragma^* ausgedruckt, die sich von der Reibungskraft eines Stromungswiderstandes abgrenzt, der keine grossen transmembranen Zustandsgradienten ohne Kondensation erlaubt und/oder kontrolliert

Demgegenüber wird im japanischen Patent JP-A 02 - 125866 [7] ein Drosselsystem, eine Art Stromungswiderstand beansprucht, der eine die Dampftrajektoπen-Dichte vergleichmassigende Druckstromung kontrollieren helfen soll, die von den relativ hohen Sattigungsdampfdrucken de relativ leichtfluchtigen Metalle Mg und Zn ausgeübt wird Folglich bleibt der spezifische Vortei des _japanischen Patentes auf ein Anlagenbauteil ohne grosse Diversifikationstiefe und deshalb auf die Dampfabscheidung von Legierungssytemen des T>ps Mg-Zn ( ie auch Mg-Li ) beschrankt, die zum Beispiel keine prim re Rolle für korrosionsbeständige Mg-Legierungen spielen oder spielen werden Da die Dampfdruckkurven von Mg und Zn ( oder Li ) relativ ähnlich sind, bedarf es zur Steuerung der resultierende elementaren Druckdampfe keine sich in ihrer Funktion prinzipiell unterscheidenden Anlagenbauteile Deshalb erlaubt das japanische Patent auch keine Verfahrenskontrolle unter Ausnutzung eines Produktivitats- und Qualititats-

ERSATZBLÄΠ (REGEL 26) steigernden Dampf-Sogstromes, der besonders dann notwendig wird, wenn Komponenten mit sehr unterschiedlichen und / oder niedrigen Dampfdrucken verdampft und abgeschieden erden seilen Ein weiterer Nachteil des japanischen Patentes ist. dass klassische Stromungsw iderstande. egal welcher Art, gerichtete Strömung in Turbulenzen umwandeln und eine kontrollierte Dampf¬ abscheidung zur Fertigung von Produkten sehr erschweren können

Es ist an dieser Stelle überflüssig, auf den in der Literatur breit diskutierten Sachverhalt einzugehen, dass die ( physikalische ) Dampfabscheidungsrate ohne weitere Kontrolle der Dampftrajektoπen zu einer vom Zentrum des abgeschiedenen Werkstoffes nach seinen Seiten hin je nach angewandten Verfahrensbedingungen in der Dicke abnimmt. Es versteht sich von selbst, dass das Diaphragma^* im Sogstrom-angetnebenen Dampfabscheideverfahren eine hervorragende Losung zur Kontrolle dieses geometrischen Inhomogeneitatenproblems liefert Von daher ist die Innovationstiefe des Patentes JP-A 02 - 125866 [7] sehr begrenzt Denn w as in den meisten Fallen ausgeblendet wird, ist die Abnahme der Absolutdicke t des abgeschiedenen Werkstoffes mit zunehmendem Abstand s_DR von der Dampfquelle Dieser Zusammenhang folgt der Beziehung ( cf [2] ) t_R = k(s_DR)^"π wobei der Koeffizient k primär von der Abdampfrate des/der beteiligten Werkstoffe(s) und der Exponent n von den übrigen Bedingungen des Dampfabscheideverfahrens bestimmt ist Jede Form eines seriösen, weil kontrollierten "Up-scalings" der ( industriellen ) Herstellung von Werkstoffen aus der Dampfphase kommt deshalb nicht umhin, den Koeffizienten n möglichst weit gegen Null oder ( für k-Werte < 1 ) zu negativen Werten tendieren und k ( für n = 0 ) möglichst gross werden zu lassen. So wurde durch eine Temperaturerhöhung von 2200 auf 2400 K eine Erhöhung der Abscheiderate von Yttrium um den Faktor 5.5 beobachtet, bei einer konstanten Temperatur von eg. 2400 K betrug die maximale Abscheiderate im geometrischen Abscheidezentrum bei einem Abstand von 50 cm zur Dampfquelle aber nicht einmal mehr 10% von derjenigen bei einem Abstand von 10 cm [8] Schon allein aufgrund der weiten Weg¬ strecken, die das Diaphragma^* für den Dampftransport ermöglicht, wird eine Formkontrolle des abgeschiedenen Roh nges ermöglicht, und nicht erst durch die Kontrolle der Dampftrajek- tonen direkt or Abscheidung ( cf. EP- Anmeldung 941 1 1991 9 [6] ).

Interessant ist auch der Vergleich der EP- Anmeldung 941 1 1991.9 mit der üblichen CVD-Praxis ( cf [2] ) In der EP-Anmeldung ist das Diaphragma das Kontrollmedium ( Bauteil ) und der Sogstrom vermittelt die Triebkraft ( Produktivität ) für das Verfahren, wahrend in der üblichen CVD- und CVR- Praxis die Zusammensetzung der Reaktanden das Mittel zur Verfahrens¬ kontrolle ist. die spezifische Produktivität des CVD- Verfahrens dagegen von den Diffusions- vorgangen in unmittelbarer Nahe zur Reaktionsoberflache der Grenzschicht oder von den Reaktionsvorgangen an der jeweiligen Oberflache und von ihren Dimensionen bestimmt ist Die mit der EP-Anmeldung 941 1 1991 9 beanspruchte, 1 e durch das Zusammenwirken des Sog- Stromes mit einer Porenmembran ( Diaphragma ) erhöhte Produktivität liefert im Rahmen dieser Gegenüberstellung speziell für ein PVD-Verfahren eine Erhöhung der Dampftransport- leistung über unbegrenzte Wegstrecken und ermöglicht insofern eine Produktivitätssteigerung in der Abscheidung des ( mechanisch ) transportierten Dampfes, der gegenüber den herkömmlichen PVD-Verfahren von ( mechanisch ) gerichteten Dampftrajektoπen dominiert wird, aber noch keine Produkm itatssteigerung der spezifischen Verdampfungsbedingungen selbst liefert

Das Diaphragma^* ist deshalb einer neuen Philosophie des kontrollierten Strofftransportes gewidmet Als Anlagenbauteil grenzt es sich von allen bisherigen Trennmembranen einschhess¬ hch den Poren- und den Diffusionsmembranen, aber auch vom klassischen Stromungswiderstand ab. Es ist mit einem Sogstrom assoziiert, da der Stofftransport nicht nur von chemischen ( i.e Komponenten ) Trennvorgangen ungestört bleiben muss. sondern auch von physikalischen wie bei einer Veränderung des physikalischen Zustandes ( I e Kondensation. Sublimation ) vor gezielter Dampfabscheidung in der Abscheideebene, die aus mindestens einer Abscheidekammer und/oder Substrat besteht

ERSATZBLAIT (REGEL 26) Weil man mit Magnesium aufgrund seiner hohen Dampfdrücke p^* in Abhängigkeit von der Verdampfungstemperatur T an der kondensierten Oberfläche aus der resultierenden Dampfphas so schön leicht grosse Fördermengen q_v herstellen und massive Teile abscheiden kann, ist es eigentlich keine Überraschung, dass die Dampfabscheidung von Magnesium und seiner Legierungen einen potentiellen Ausgangspunkt für eine neue Entwicklungsrichtung in der verarbeitenden Metall-. Halbleiter und Halbmetall- sowie in der weiterverarbeitenden keramischen Industrie bildet. Vielmehr ist das "Hinterherhinken" von Magnesium als wett¬ bewerbsfähiger Werkstoff und die in der raschen Erstarrung mit Mg-Legierungen gesammelten Erfahrungen eher als ein Beweis ( für diesen Ausgangspunkt ) zu werten ( cf. [6,9,10] ).

Es werden nun gegenüber [6] weitere Konfigurationen. Optionen und Details einer kontrollierte Dampfabscheidung mit dem Diaphragma* als prinzipiellem Bauteil für ein entsprechendes "Up-scaling" entwickelt und beansprucht, die die Anlagenbausteine einer zukünftigen Dampfabscheidefabrik mit an die jeweiligen Produktwünsche anpassbaren Produktions¬ bedingungen bilden. Mit der zunehmenden Vielfalt der koppelbaren Anlagenmodule erhöht sic die Vielfalt der entsprechenden Produktionslinien. Produkte und Produktionsmöglichkeiten.

Offenlegung der Erfindung

Ziel der Erfindung ist ein grosstechnisches Dampfabscheideverfahren mit hoher Produktivität für sogenannte " Superwerkstoffe ". das seine Vorteile nicht ( nur ) durch die Ausdehnung des operativen Temperatur- und Druckbereiches des Verfahrens, sondern vor allem durch eine dem Verfahren auferzwungene Konvektion ( einschliesslich einer Art mechanischer Osmose ) erzielt In dem Verfahren kommt der Minimierung der globalen ( i.e. inter- und transmembranen ) Verlustziffer ζ und der resultierenden Reibungskräfte Fp sowie der Maximierung der Produkt¬ qualität und der Ausbeute des von einer Porenmembran gesteuerten und von einem Unterdruck¬ kammersystem angetriebenen Förder-Sogstromes eine zentrale Bedeutung zu. Ein den spezifi¬ schen Verfahrensbedingungen angepasstes Kondensatorsystem ist integrierter Bestandteil der Erfindung. Es ist durch eine über die gesamten Dampfabscheideoberfläche konstante ( kon¬ tinuierliche und diskontinuierliche ) und kontrolliert variierende Lateralgeschwindigkeit für konstante, annähernd konstante, mindestens aber kontrollierte Oberflächenzustände ( T, c, Porosität und Rauhheit infolge der Kontrolle des Abstandes h zwischen Porenmembran und Abscheideoberfläche und der resultierenden Kontrolle des thermischen Akkomodations¬ koeffizienten α_τ ) gekennzeichnet.

Erster Teil: Verfahrensprinzipien und Verfahrensalternativen: Ausweitung I der Ansprüche cf. EP-Anmeldun ig-»- 941 1 1991.9

1. Verfahretisprinzip Q(x)VS

Zur Vertiefung des Verfahrensprinzips Q(x)sSS wird das Bild 1 zugrundegelegt. Das Sogstro -angetriebene Dampfabscheideverfahren ist von der von einer Porenmembran Diaphragma* (PD -kontrollierten Förderleistung Q(x ) gekennzeichnet, wobei Q(x) entweder die Volumen- oder di Massenstromförderleistung. i.e. Q_v(x) oder Q_m(x). nach

Q (x) = q (x) ΔP = q_m(x) / p * ΔP ( in [ m³*Pa/sec ] ) ( und

Q_m(x) = p - q_v(x) - ΔP = q_m(x) - ΔP ( in [ kg*Pa/sec ] ) ( 3 ) ist, q (x) und q_m(x) die respektiven Förder- ( Volumen- und Massen- ) Ströme und ΔP der Druckgradient, und zwar hier zunächst der globale Druckgradient zwischen Dampfquelle an belieb gem Ort in ( einer der Verdampfungskammern ) der Verdampfungsebene, hier n. und der Oberfläche des Rohlings ( bei Verdampfungszeit t = 0 des Substrates ) während der Dampfab¬ scheidung und S_reα die notwendige Pumpgeschwindigkeit am Pumpeneingang zur Herstellung des Vakuums P_{n+ ]} in der Dampfabscheideebene ( oder - kammer ) n+1. In EP-Anmeldung 941 1 1991 9 [6] wurde die Notwendigkeit eines kommunizierenden Kammersystems, das den BLÄΠ HEGEL üo) Boyle-Manottschen Gesetzen unterliegt, entw ickelt. Für einen gegebenen Druck p und f_ür eine gegebene Temperatur T in der Verdamptungskammer n. i.e für p(n) = const und für T(n) = const. steigt die Förderleistung Q( λ) mit sinkendem Druck p in der Abscheideebene, im einfachsten Fall in (n+ 1 ). 1 e pιn+1 ) und so mit steigendem Unterdruck oder steigendem transmembranen ( i.e lokalem ) Druckgradienten ΔP_t =^"dp/dx. 1 e

(δ/δx) Q(\ ) = (δ/δx)* ( q(x) * ΔP₍ ) ( 4 )

= q(x) - δΔP δx + ΔP, - δq(x)/δx ( 5 )

Das Vakuum der Dampf abscheidekammer. welches bei gegebener Auslegung von der Pump- geschwindigkeit des entsprechenden, gegebenen Pumpensystems abhangt, bildet demnach die Triebkraft des Gesamtverfahrens In seiner generellsten Form, i.e für einen nicht naher identifizierten Pumpenstand ( I e unabhängig von den eingesetzten Typen der Vakuumpumpen, ihrer Baugrosse, ihrem Baukastenprinzip ( eg parallel und/oder in Reihe ). Betriebsbereiche oder eg NPSHA-Kennwert etc ) ist das ( der ) sich effektiv in der Dampfabscheidekammer einstellende Vakuum ( oder Unterdruck ) von der Pumpengeschwindigkeit S am Pumpeneinlass abhangig. hier nach

^Pπ₊l = Qp S_req ⁽ 6 ⁾ mit S = notwendige Pumpgeschwindigkeit zur Erlangung von P_{n+ 1} und Q = Pumpleistung ( analog zu Q(x) ), es hier also unerheblich ist, wie Q zustandekommt. Aufgrund der Bedingungen

^ΔpA " ⁽ P_n " P_n+ι )*~ ΔP_t ^A P_n+]T S_req ^A ( 7 ) ist Q(x) ( cf. oben ) direkt proportional zu S i.e. Q(x) S Deshalb ist für S = const. ( bei konstanten Porenmembranbedingungen ) auch ΔP = const unα Q(x) = fn( q(x) ), i.e. der linke Term in Gleichung (5). der eine Funktion der Eigenschaften des Pumpenstandes ist, entfällt für S = const. Die effektive Förderleistung Q(x) ist dann nur noch eine Funktion des rechten Terms in Gleichung (4). das heisst, Q(x) ist für einen gegebenen Wert S eine Funktion des PD-Designs allein Mit anderen Worten: Das Diaphragma* "entkoppelt" Q(x) von S ( oder S ) ( cf EP- Anmeldung 941 1 1991.9 [6] ) ^q

2 Entkopplungsbedingungen I für Q(x) und S: Transmembrane r Forderstrom

Die beiden ersten übergeordneten, technischen Funktionen und Voraussetzungen, die die PD zur Entkopplung von Q(xj und S erfüllt, sind ( cf. EP-Anmeldung 9.41 1991.9 [6] ):

1. Reservoirbildung vor transmembranem Stofftransport, i.e. vor Stromungseintntt in die PD, und

2.

abscheideebene

Beide technischen Funktionen sind Bestandteil der noch naher zu definierenden Kraft der PD, i.e F_D ( s Zweiter teil der erfindung ). die den funktioneilen Unterschied einer Porenmembran Diaphragma* gegenüber der Reibungskraft des klassischen Stromungswiderstandes. F_p, im vorbezeichneten Verfahren ausmacht Für die möglichst effiziente Auslegung einer Anlage, deren Q(x) = fn(S) von mehr als einer PD kontrolliert wird ( cf Bild 2 ). sind deshalb ggts zwei. \ on den verwendeten indi iduellen PD-Bausteinen 1.1 - 1.5 und 2 1 her gesehen prinzipiell verschiedene PD-Typen notwendig ( cf nächster Abschnitt und Zweiter Teil der Erfindung )

ERSATZBLAΓΓ (REGEL 26) ad l ) Die ersten fünf prinzipiellen Bauteillosungen zur Reservoirbildung sind ( cf EP- Anmeldung 941 1 1991 9 [6] )

1 1 relativ niedrige Flachenverhaltnisse der ( integralen ) Stromungskanal-Offnungsquerschnitte zur integralen Stromungswiderstands-Stirnflache. die zwischen diesen Offnungen den globalen Dampfstrom aus den beliebigen Dampfschachten zurückhält

1 2 Bifurkationen ( und entsprechende Bifurkationsruckstromkanale ). die einen Teil der Strömung vom transmembranen Stromungskanal abzweigen und über die Bifurkations- Ruckstromkanale in die jeweilige Verdampfungskammer zurückfuhren, die Bifurkationen dabei einseitig oder pro Position δx ( eg in einer Ebene als Paar ) gegenüberliegend den Dampf abzweigen, und dabei pro transmembranen Stromungskanal in Reihe angebrachte, einzelne und/oder Mehrfachbifurkationen in verschiedenen Positionen δx aufweisen können, obei jede dieser Losungen in kantiger und für geringere Verlustziffern ζ abgerundeter Form ausgeführt und ggfs mit einer Stromungskanalverengung zwecks lokaler Impuls- verstarkung kombiniert werden kann

1 3 Geometrie- ( verwirbelungs- und aufstau- ) elemente mit hohen Widerstandsbeiwerten c_F vor Stromungseintritt

1 4 in Serie ( l e in Reihe ) angebrachte Stromungswiderstande pro transmembranen Stromungs kanal mit definierten Offnungs- zu - Widerstandsflachenverhaltnissen pro transmembranen Widerstand

1 5 Beheizung und/oder Uberhitzung der PD einschhesshch der PD-Bauteile 1 1 - 1 4, vorzugsweise mit der Induktions- und/oder Widerstandsmethode, relativ zur Temperatur der ( elementaren und/oder gemischten ) Dampfstromung(en)

Die Bauteillosungen 1 1 - 1.5 werden für PDs zur Trennung und Verbindung eines kommuni¬ zierenden Dampf- und Vakuumkammersystems mit unterschiedlichen ph\ sikalischen Zustanden eingesetzt, dessen transmembrane Stofftransportleistung Q(x) sowohl von den Boyle-Mariott- schen Gesetzen als auch von erzwungener Konvektion durch eine Porenmembran infolge des Unterdruck-Sogstromes beeinflusst wird und eine Art mechanische Osmose, I e eine erzwunge¬ ne Konvektionsstromung gegen negative ( l e steigende ) T-Gradienten miteinschliesst ( s o ) Auf diese Weise erlauben die Bauteillosungen 1 1 - 1 5 transmembrane Zustandsgradienten, die pro L ngeneinheit x unterschiedliche, vorzugsweise grossere und/oder um Grossenordnungen grossere Zustandsgradienten p und T, als in den benachbarten ( Ver- ) Dampf ( -ungs ) -, Mischungs - und/oder Vakuum- / Dampfabscheidekammern existieren Die aus Reservoirbildun resultierenden transmembranen Druckgradienten erlauben die Erzeugung eines grossen Bereiches transmembraner Stromungsimpulse, die sich selbst gegen grosse positive transmem¬ brane T-Gradienten durchsetzt und Teil der 2 , übergeordneten, technischen PD-Funktion sind

2 1 Lokale Forderstrome q = fn(d fur n₀ = const

Bereits durch die mit 1 1 - 1 5 realisierte Funktion N° 1 ( l e durch die Reservoirbildung ) w ird die Kontrolle des effektiven Volumen- und/oder Massenforderstromes, q_%(x) und q (x), und der entsprechenden resultierenden Förderleistungen ( für eine gegebene Pumpgeschwindigkeit S und für gegebene transmembrane Zustandsgradienten dp/dx und dT/dx ) gewährleistet Der \ olumenstrom lamellarer Strömung ( l e relativ hohe Drucke, häufige, intermolekulare ( Schicht- ) Kollisionen ) betragt im einfachen zylindrischen Stromungskanal nach Poiseuille q _lam(x)° = τt/128 - _U/_n * (d_z)⁴/l = k_lam * (d /l ( 8 ) mit dem mittleren Stromungsdruck p_ ( hier ) = ( p_n + p_n+1 )/2 = p_n + ΔP 2 und der ( entsprechend mittleren ) Gasviskositat nach π _c = f * m * N/N * c * MFP = 2f/πa² * ( mkT/π )^l/2 ( 9 ) die im Gegensatz zur Viskosität von Flüssigkeiten. η_L . unabhängig vom Druck ist und mit der Temperatur steigt, wobei f = 0 499, c = Mittelwert der Maxwellschen Geschwindigkeits- verteilung und MFP = mittlere freie Weglange ( s unten ). a = Atom- oder Molekuldurchmesser und 1 = Sttomungskanallange Der Volumenforderstrom molekularer Strömung ( I e relativ niedrige Drücke, häufige Kollisionen der Atome oder Moleküle mit der Strömungskanal¬ wandung ) im einfachen zylindrischen Strömungskanal ist nach Knudsen q_v.molW⁰ = */12 ^* c * (d_z)³/l = k_lam (d₂)-71 ( 10 ) und wird damit von der mittleren ( i.e. in alle 3 Translationsrichtungen ) Molekulargeschwindig¬ keit: c = ( 3kT/m )^{1 /2} = ( 3RT/M ) ^1/2 ( 1 1 ) kontrolliert ( n.b. infolge der Wandkollisionen in der Praxis etwa nur 1/3 dieses theoretischen Wertes ). Wenn α_mo] der Anteil molekularer Strömung und α_lam der Anteil lamellarer Strömung ist und die Beziehung

^αmol ^{+ α}lam ^{= 1} < ^{1 2} > gilt, wird aus Gleichung (4) für S = const., dp/dx = const. und dT/dx = const. der:

2.2 Diaphragma-Förderstrot.. für S = onst, dp/dx = const. und dT/dx - const

(δ/δx) Q(x) = ΔP_t - δq(x)/δx = ΔP₍ * δ [ n₀ > q(x)°/δx ] und für n^ = const. ( wobei n₀ = Anzahl der transmembranen Strömungskanäle ) wird daraus das totale Differential:

(δ/δx) Q(x) = ΔP_t * n₀ * [ α_lam * k_lam * [ ( 4(d_z)³/l ) - δd_z/δx - ( (d /l² ) * δl/δx ] +

^{( ] *} «lam > * ^nol ^{* •}- < ³^^dz)^{2/1 * δd}z^{/δx "} ( ^_z)³/l² > * ^{δl δx} ^ < ^{1 3 ]} wobei la = < ^π2'5 a² ß ) / ( 256 f ( mkT )^,/2 ) = ( hier ) const. da dp/dx = const. und dT/dx = const. und _mol = π/12 ( 3kT/m )^{1 2} i.e. eine Verlängerung der Strömungskanals reduziert relativ unerheblich die Förderleistung Q(x). da d_z. unter der restriktiven Bedingung 1.1 insbesondere δd_z/δx, grosse Gradienten δQ(x)/δx erlauben, wobei ein Nebenaspekt der steigende Anteil molekularer Strömung mit steigender Temperatur und sinkendem Druck ist. i.e. innerhalb des Gesamtverfahrens sich molekulare Strömung tendenziell mit abnehmender Entfernung von der Abscheideebene erhöht und der relative Einfluss einer Veränderung des Strömungskanaldurchmessers, i.e bdJδx vs. δl/δx. für PDs vor Abscheidung gegenüber PDs zwischen Verdampfungs- und/oder Mischungs¬ kammern um eine Grössenordnung reduziert ist. sodass ggfs. relativ kurze Strömungswege in PDs vor Abscheidung bevorzugt werden. ad 2) Entscheidend für die ( PD vor ) Abscheidung ist jedoch nicht die Länge der ( entsprechen¬ den ) transmembranen Strömungskanäle, sondern die Impulskontrolle der (mono-) atomaren oder der eventuell molekülartigen Dämpfe über eine Distanz h nach Austritt aus dem letzten Diaphragma^* bis zur Abscheideebene hinaus, um eine signifikante Ablenkung von der Strömungsrichtung direkt vor Abscheidung zu verhindern. Diese Ablenkung tritt beispielsweise in Form von Strömungswirbeln nach ( Dampf- ) Austritt aus einem Strömungswiderstand auf. und zwar insbesondere für laminare Strömung ( -santeile ) mit ihrer relativ langsamen Grenz¬ schichtströmung im transmembranen Strömungskanal. Strömungswirbel zwischen Strömungs¬ ausgang und Abscheideebene verhindern die ungestörte Abscheidung des Dampfstromes und führen zu ( gerichtetem ) Impulsverlust und Ablenkung der Dämpfe in das Kammer- ( innere ) und ggfs. Pumpensystem.

Als zweite Voraussetzung zur Entkopplung von Q(x) und S ist deshalb Impulskontrolle über den Stromungsaustritt hinaus erforderlich, die wiederum transmembrane Impulskontrolle vorau setzt Transmembrane Impulskontrolle werden, Reservoirbildung vorausgesetzt ( s oben ). unter anderem durch Stromungskanal-Querschnittsverengungen erzielt, als einfache ( eg Über¬ schau- ) Düse ausgebildet reduzieren Querschnittsverengungen aber den Sogeffekt für trans¬ membranen Stofftransport und damit die Impulskontrolle über den Stromungsaustritt hinaus

2 3 Unteidt uckung turbulente? Strömung

Die PD vor Abscheidung ist deshalb am Stromungsausεang gekennzeichnet durch ( cf EP- Anmeldung 941 1 1991 9 [6] )

2 1 Geometrieelemente mit geringen Widerstandsbeiwerten c_p. um die Umwandlung turbulenter in gerichtete, i e nicht-turbulente ( bei hohen Drucken laminare, bei niedrigen Drucken molekulare ) Strömung zu gewahrleisten

2 2 Kombinationen aus kontinuierlichen Querschnittsverengungen und ( kontinuierlichem

Übergang zu ) kontinuierlichen Querschnittserweiterungen ( Trompeten- oder Lavaldusen- artig ), wobei die Langenverhaltnisse l_en</l_erv > 1 und l_enσ l_erw < 1. vorzugsweise jedoch

1 en Jr \ erv, > 1 ^{c c}

2 3 Bifurkationen zur ( trans- ) membranen Abzweigung einer Teilstrom-Menge und ggfs zur

Umwandlung lamellarer in molekulare trans- und oder hypermembrane Kanalstromung

Bereits durch die Entkopplungsbedingungen 1 und 2 unterscheidet sich die Porenmembran Diaphragma^* ( cf [6] ) grundsatzlich von einem klassischen Stromungswiderstand ( cf [lb,7] ), bei dem sich der statische Druck nach Passage des Dampfes durch den Querschnitt des Stromungswiderstandes am Ausgang mindestens lokal, ggfs auch makroskopisch erhöht Neben der Schnittlinie zu Trenn-Membranen ( I e m t dem Diaphragma^* als neuer Gattung "Synthese- Membran" wird keine Trennung, sondern eine Synthese von bisher häufig unmischbar oder in der entsprechenden Homogeneitat unmischbaren Komponenten ermöglicht ), ist für das Diaphragma als prinzipiellem Steuerbauteil zur Kontrolle grosstechnischer Dampfabscheide¬ verfahren der Unterschied zum Stromungswiderstand entscheidend Im Kern wird m t dem Diaphragma^* - gesteuerten Verfahren eine vom Pumpensystem aus gesehen ( mikroskopisch und / oder makroskopisch ) hydrostatische Druckerniedrigung vor dem Diaphragma*, also nach Passieren der Dampfe durch die Schnittstelle ohne Konzentrationsanderung hergestellt, 1 e ein durch Unterdruck hergestellter Stofftransport, der bei einem Stromungswiderstand, hinter dem mindestens lokal eine Verdichtung der bewegten Fluidums auftritt, weder evident noch zwingen ist und der deshalb auch keine Impulskontrolle gewährleistet

3 Rekapitulation drei Porenmembranformen für die Materialsynthese

Der für die Erhöhung der Produktivität eines Dampfabscheideprozesses zunächst widersprüch¬ lich erscheinende Vorgang einer Impulskontrolle durch im wesentlichen passive, I e extern induzierte Reservoirbildung ist die Grundlage, ( sowohl physikalische als auch chemische ) Matenalherstellung aus der Dampfphase einschhesshch der Dampfabscheideprozesse in der industriellen und Grossproduktion kontrollierbar zu gestalten Das Diaphragma^* ist ein univer¬ selles Bauteil für die Steuerung elementarer Dampfe und Gase, chemisch reagierter ( cf Reak- tanden. oben ) und physikalisch gemischter ( I e legierter ) Gase und / oder Dampfe mit sehr unterschiedlichen physikalischen, chemischen und kinetischen Eigenschaften So erlauben die über Bifurkationen eines Diaphragmas^* ( s [6] ) zuruckgeleiteten Dampfe einerseits sehr unter¬ schiedliche Zustandsbedingungen p und T in den benachbarten Kammern, ohne sehr grosse F_F- Werte erzeugen zu müssen, andererseits die kontrollierte Kommunikation von mindestens zwei separaten Verdampfungsquellen oder mindestens einer Verdampfungs- und einer Abscheide¬ kammer und die präzise Kontrolle der Konzentration eines Rohhnges. Werkstuckes oder End¬ konturnahen Bauteiles oder einer Bauteilkomponente durch Legieren aus der Dampfphase selbst dann, wenn extrem unterschiedliche Zustandsbedingungen herrschen Die Bifurkationen sind ausschlaggebend für die Abfuhr gezielter Teilstrommengen elementarer oder legierter Gase und/oder Dampfe aus einer Verdampfungskammer ( mit mindestens einer Verdampfungsquelle ) die sich über ein Diaphragma^" nur dann entleeren kann, wenn die Dampfzufuhr on der Quelle ( durch Sch essen der PD oder der Quelle ) beendet wird Unter diesen Bedingungen stellen sich die Zustande

Pn ⁼ Pn₊l = Pn₊2 = P„+l ^{( 14 ]} und ( nach Abstellen der Energiezufuhr zu den Dampfquellen und Kammerw andungen zum Beispiel im standardgemassen Induktions- und/oder W^τιderstandsbetneb )

T_n = T_{n+ l} = T_n+, = T_n+, ( 15 )

* ein. wobei n, n+ 1 etc die sukzessiv , I e die in Serie über die Diaphragmen miteinander kommunizierenden Ebenen mit jeweils mindestens einer separaten Verdampfungsquelle und /oder Mischungsbereich ( Prallwand ) darstellen ( Bild 2 ) und hier ' n+3" die Ebene der mindestens einen Abscheidekammer

Im speziellen Fall der Fertigung einer Leichtmetallegierung mit der relativ leichtfluchtigen Komponente Magnesium ( oder Aluminium ) als Basis und mit relativ schwerfluchtigen ( Haupt- ) Legierungsbestandteilen ( bei Magnesium praktisch alle sinnvollen Elemente, bei Aluminium in erster Linie Ubergangsmetalle und bei einer Titanbasislegierung wäre Magnesium der Legierungsbestandteil und die Grossenverhältnisse der entsprechenden Verdampfungs¬ einheiten wurden sich entsprechend vertauschen ) ergeben sich die folgenden, in der EP- Anmeldung 941 1 1991 9 [6] ausgeführten Aufgaben von Sogstrom und Diaphragma* sow ie zwei grundsätzliche Diaphragma*- Ausfuhrungen ( cf Bild 10 )

3 1 Diaphragma -Typ 1 zwischen Verdampfungsebenen, eg. n und n + J -

1 1 Primare Rolle des Druckabfalls über die Querschnittsnormale ( i.e in der x-Translation der Oberflachennormale, cf EP-Anmeldung 941 1 1991.9 ) des Diaphragmas*:

- Erwärmung und Expansion der relativ fluchtigen Komponente(n)

1 2 Primare Rolle des Sogstromes

- Bereitstellung der Triebkraft zur Überwindung eines negativen Temperaturgradienten ( i.e Anstieg der Dampftemperatur mit abnehmendem Abstand von der Abscheideebene ) der ΔP-getnebene Sogstrom muss also die Erwärmung und Ausdehnung der Gase garantieren Dieser Vorgang entspricht der Umkehrosmose bei vom chemischen Potential kontrollierten Trennvorgangen

1 3 Primäre Bauform des Diaphragmas / Typ 1 :

- beheizte Stromungskanale aller Art einschhesshch Diffusoren, Diffusor-Dusenubergangen und Bifurkationen mit Ruckstromkanalen ( cf. Bilder 36.37 in 941 1 1991.9 [6] )

1 4 Prim re Funktion des Diaphragmas

- Bildung eines Dampfreservoirs und transmembraner Stofftransport in Abhängig¬ keit von der Geschwindigkeits-bestimmenden Verdampfungs- und Mischungs¬ aktion in der Verdampfungs- und Mischungskammer n+1 Das Diaphragma / T\p 1 variiert die in die Kammer n+ 1 freigesetzte Dampfmenge je nach den dort herrschenden und den Geschw indigkeits-bestimmenden Prozessbedingungen

1 5 Nebenfunktion des Diaphragmas _#

- Unterdrückung von Turbulenzen am Diaphragma -Ausgang in Verdampfungsebene n+ 1

Demgegenüber ergeben sich folgende Kennzeichen für den

3 2 Diaphragma' -T\p 2 zw ischen Veidampfung - und Abscheidungsebenen, eg +J und n+2

2 1 Primare Rolle des Druckabfalls über die Querschnittsnormale des Diaphragmas - Beschleunigung der die Kammer verlassenden Einzelatome beziehungsweise ( unterhalb einer kritischen Fragmentierung eg. für metastabiles Wachstum in der Abscheideebene ) des Atomagglomerates ( eg bei gesattigten Dampfen, den sogenannten "Nassdampfen" ) Dieser Vorgang entspricht hier dem einfachen, i.e. konventionellem Osmose-Vorgang, da der Temperatur-Gradient ca. null oder positiv ist ). Umwandlung unkontrollierter Strömu ( mit Turbulenzen ) in kontrollierte Strömung und Stromungssimpuls. transmembrane Beschleunigung ( bei kollektiver. 1 e lamellarer Bewegung der ( beschleunigten ) Atome und / oder Moleküle in der Dampf- oder Gasphase verbunden m t transmembranen Druck abfall, i.e. bereits vor Stromungsaustritt und/oder Umwandlung in freie Molekular- bewegung ) eg. durch den Einsatz transmembraner Bifurkationen

2.2 Primäre Rolle des Sogstromes:

- Bereitstellung der Triebkraft zur gezielten Abscheidung und / oder ggfs. zur Über indung der (i) von der ( Translations- oder Rotations- ) Bewegung einer Abscheideflache ( ein¬ schhesshch darauf gebildeter Abscheideprodukte ) und/oder (n) vom Sogstrom der nicht abgeschiedenen Atome und/oder Komponenten ausgeübten Kraftstosse auf die abzu¬ scheidenden und tatsächlich abgeschiedenen Atome und/oder Komponenten. Dieser Aspe findet in der Kondensor- und Konsohdations-Einheit in der Abscheidekammer besondere Berücksichtigung ( s unten: n.b. die durch Abschattungseffekte ( cf. [12] ) hervorgerufen Protuberanzen in der Abscheide- ( CVD/CVR: Reaktions- ) Ebene bei massiven Leichtba mateπahen grundsätzlich durch Mikrowalzen nach einer gewissen Schichtdicke einzu¬ ebnen, bei gewissen Oberflachenverfahren ( eg. "Thermal Barπers" ) und bei gewissen Funktionsmatenalien ( eg. fraktales Silizium ) sind sie dagegen sehr erwünscht ( s. unten )

2.3 Primäre Bauteile des Diaphragmas / Typ 2:

- Strömungsform-gebende Geometrieelemente mit möglichst kleinen c_F - Werten am Stromungsausgang

- Trompeten- ( i.e. Lavaldusen- ) artige Stromungsausgange ( i.e. Diffusoren mit kurvenli enförmigen Längsschnitt )

- beliebige Verengungen und/oder Erweiterungen des Stromungskanalquerschnittes

- Bifurkationen ( s oben ).

2 4 Primare Funktion ( der entsprechenden Bauteile ) des Diaphragmas :

- transmembrane Dampfbeschleunigung

- transmembrane Dampfbeschleunigung bei steigender, konstanter und sinkender Re¬ Zahl

- Umwandlung turbulenter Strömung ( -santeile ) in gerichtete ( laminare und/oder molekulare ) Strömung ( -santeile )

( Bilder 38 - 40 in [όf )

- Unterdrückung und/oder Kontrolle ( lokaler ) Kondensation

- Kontrolle hoher, Komponenten-unspezifischer Abscheidungssraten.

2 5 Nebenfunktion des Diaphragmas

- Gewahrleistung einer minimalen Mischungsaktion zur Gleichmassverteilung aller Komponenten in der der Abscheideebene vorangegangenen Anlagenebene ( eg. in Bild 1 ist dies die Ebene "n" ) durch Reservoirbildung und Konvektion.

3.3 Kombinationen aus 3 1 und 3.2

Entsprechend sind die Schwerpunkte im Design der Diaphragmen* für ein PVD-Herstellungs- verfahren für Hochleistungs- ( HL ) Magnesium. HL-Aluminium, HL-Titan. HL-Superlegierun- gen etc. zum Teil sehr unterschiedlich auszulegen. Die grossen Vorteile der PVD-Technologie hegen für Aluminium in den höchsten, jemals erzielten Festigkeits- (> 800 MPa)-&-Steιfigkeιts ( > 95 GPa ) Kombinationen bei Dukti tatswerten bis zu 10% und den höchsten Widerstanden gegen Korrosion und plastischer Hochtemperaturverformung, die Vorteile der PVD-Technologi f_ür Titan- und Superlegierungen besonders in ihrer Reinheit und der resultierenden Schadens¬ toleranz. Magnesium als potentielles Zugpferd zur Industrialisierung der VD-Technologie verleiht der Erfindung höchste Attraktivität 4 PD- und Anlagenmateriahen und Materialentw icklungsspirale

f R k d d )

5 Entkopplunςsbedingungen 11 fm und S Isolierte PD -Ruckflachen vor AOi Unterklasse dei 2 PD-Klasse )

Für ein Kondensatoren-Svstem mit gegebener, i.e limitierter Kühlleistung zur Abfuhr der in Rohhng(e) und /oder Substrat(e) eingebrachten Warme aus (I) polytroper. mit positiven T- Gradienten in Richtung Substrat geleiteten Dampfabkuhlung der ( individuellen ) Dampfatome und Moleküle im an der Abscheideoberflache adsorbiertem Zustand und aus (in isothermen Übergang des adsorbierten und abgekühlten Dampfes in den Festkorperzustand. sinkt die maximaf aufnehmbare Abscheiderate oder Abscheideleistung Q(A)^max mit steigendem Warme- transfer durch Wärmestrahlung ΔH_{Rad n} von der Ruckseite der letzten PD vor Abscheidung auf der Abscheideoberflache ( AO ) nach

^ΔHconduct.on( ^const > = ^ΔHQ(A) + ^ΔHRad,at.on

⁼ t ^ΔHcool.ad ^{+ ΔH}Condensatιon J ^{+ ΔH}Radιatιon ** ^{1 5} -¹ Bei dieser Betrachtung wird die Abkühlung des Dampfes durch Strahlung vor Adsorption an d Abscheideoberflache ( AO ) sow ie ein potentieller Warmetransfer von PD auf die Abscheide¬ oberflache durch Warmeleitung und/oder Diffusion in erster Näherung vernachlässigt Die Forderung nach optimierter Verfahrenseffizienz und -kontrolle durch Entkopplung von Q(x) und Q( A ) auf der einen Seite und S auf der anderen resultiert demnach in der generellen Forderung nach einer maximierten Entkopplung des Warmetransfer durch Strahlung von der mindestens einen PD-Ruckseite auf die ( mindestens eine ) AO Aus der Bedingung für abge¬ strahlte PD-Strahlungsleistung. 1 e

^ΔHRadιatιon = ^εPD ^{σ A}PD ^{( T}PD ^{" T}AO )⁴ = ^εPD ^{σ A}PD < ^ΔTh )⁴ ( ^{1 6} ) ε_pD = Emissions- = Abso tions ermogen ( 0.„ _P1-. < ε < l,-__hu, _„. ) der PD-Ruckseite σ = Stefan-Boltzmann Konstante = 5 669 -Tö *W/m²K A_pD = PD-Gesamtflache ( auf der Ruckseite vs AO ) T_pD = PD-Temperatur auf der Ruckseite vs AO T_A0 = Temperatur auf der AO ergibt sich zunächst die 3 übergeordnete technische Funktion der PD. die die allgemeine Forde rung nach möglichst kleinen ε_PD- und A_pD- Absolutwerten erfüllt, da ΔT_h = T_PD - T_A0 durch d Produkt- und Verfahrensbedingungen festgelegt ist Tatsächlich wird ΔH_{-^_dιa._10n durch die Einfuhrung einer isolierten und isolierenden, ggfs gekühlten PD-Teiloberflache A_co]d mit der Temperatur T _ld ( zwischen die unvermeidbare Teiloberflache der Stromungsausgange mit umrandender Toleranzflache A_hot mit T_h , ) noch am effizientesten reduziert, da mit ihr der exponentielle Term in Gleichung (16) reduziert wird nach

^ΔHRad,at₁₀n = ^σ * [ ^εhot * ^Ahot * ^ΔTho_t ^{4 +} hot * ^Ahot * ^ΔTcol_d ⁴ 1 < ^{1 7} ) und ΔT_cold = T_Cold - T_A0 und sich die Differentialgleichung für strahlungsarmes PD-Design vor Abscheidung ergibt zu ^δΔHRa_dιa_t,on ^δx = ^{σ *} [ δ^^δyδz⁾ * ΔT_hot ⁴ * ε_hot + δ²A_cold/(δyδz) * ΔT_cold ⁴ * ε_cold ^δ2ΔTco_ld ⁴ (^δy^{δz * ε}col_d ^{* A}col_d + δ^flδyδz) * A_cold * ΔT_cold ⁴ ] ( 18

6 Entkopplungsbedingungen 111 für Q(x) und S Das Δh_e F₀)-Regιme

Als vierte, übergeordnete technische Funktion und Voraussetzung zur Entkopplung von Q(x) und S muss

4 der Dampfstrom unter der Berücksichtigung, dass die Reservoirbildung und die auch von ihr abhängende transmembrane Impulskontrolle für eine gegebene Q(x) begrenzt ist, nach Austri aus der PD die Abscheideoberflache des ( für t = 0 ) Substrates und/oder Rohlings und oder ( konsolidierten ) Werkstuckes auch tatsächlich erreichen und dabei möglichst ungestört die Distanz h z ischen PD-Austnttsoffnung und Abscheideoberflache überwinden ( cf Bild la ), I e der Grad der Entkopplung von Q(x) und S hangt einerseits vom Volumensbruch der trans membranen Dampfstromung. die die Abscheideoberflache erreicht, und andererseits vom Gra der Impulserhaltung oder des Impulsverlustes der hypermembranen Dampfstromung auf der Distanz h ab

Da das Verfahren unter der Prämisse der Optimierung der Forderleistung ( l e Minimierung der Verlustziffern ζ bei gegebenem Forder- und/oder Massenstrom und konsequenterweise Maxi- mierung des Forder- und/oder Massenstromes bei gegebenen Verfahrens- ( zustands- ) bedin- gungen ) steht, ist auch die Impulskraftebilanz im hypermembranen Abstand h vom Durchmess d_z f cf Gleichung ( 13) ) des transmembranen ( geraden zylindrischen, cf oben ) Stromungs- kanales abhangig. ahrend die weiteren Kontrollvaπablen des Abstandes h_eff ( Lateralgeschwin digkeit und Oberflachenbedingungen ) der Impulskontrolle der PD untergeordnet sind h_eff mus GEL 26ι also für vorbezeichnete Verfahren solange als Funktion von d_z definiert sein, solange die spezi¬ fische PD-Impulskontrolle Undefiniert ist. Bei gegebenen Zustandsbedingungen in der Verdam¬ pfungskammer ( eg. n ) und in der Vakuumabscheidekammer ( -ebene, eg. n+ 1. cf. Bild 1 ) hängen die operativen Kontrollvariablen des transmembranen Strömungszustandes ( i.e. p. p und v sowie die resultierende Natur der turbulenz-freien Strömung, i.e. lamellar oder molekular ) im einfachsten Fall vom Durchmesser des geraden, zylindrigen Strömungskanales. d_z. ab. Die Bedingung für lamellare Strömung ( cf. Bild 4b ) ist

( d_z / 2 ) * MFP » 1 ( 19 ) diejenige für molekulare Strömung ( cf. Bild 4c )

( d_z / 2 ) * MFP « 1 ( 20 ) und für das Übergangsregime ist entsprechend

0.1 < = ( d_z / 2 ) * MFP </= 10 ( 21 ) wobei MFP ( cf. Gleichung (8) )

MFP = kT / ( 2⁰-⁵ π a² P ) ( 22 ) mit P = Gesamtdruck, a = Atom- oder Moleküldurchmesser, T = Temperatur, hier in der Strömung. Aus den Beziehungen (19) und (20) ist ersichtlich, dass ( als Orientierungswerte ) h_ma ( und damit die Kontrolle der Entkopplung von Q(x) und S bei lamellarer Strömung eine Funktion von d , bei molekularer Strömung eine Funktion des MFP der Dampfströmung ( s. Bild 4c ) ist und bei gemischtem Strömungszustand die Funktion einer dimensionslosen Grosse ist, die um 2 Grössenordnungen variieren kann.

Unter der Voraussetzung, dass geeignete Geometrieelemente und/oder Strömungskanalaustritts- öffnungen mit niedrigen Cp-Werten ( cf. EP - Anmeldung 941 1 1991.9 [6] ) Strömungswirbel auf der Distanz h unterbinden ( cf. Entkopplungsbedingung N° 2 ), wird der Dampfstrahl durch den Unterdruck in der Dampfabscheidekammer lateral abgelenkt und tritt ggfs. mit lateral wirkenden Impulskräften mit y- und/oder z- Komponenten in Konkurrenz, i.e. mit Kraftstössen durch Atome und/oder Moleküle, die ggfs. von der Bewegung des Substrates und/oder Rohlings und der entsprechenden Oberflächenbeschaffenheit durch tangentialen ( i.e. laminaren ) Impuls¬ transfer beeinflusst und ggfs. verstärkt werden. Je grosser der Druck in der Vakuumkammer der kondensatoren und je kleiner der Abstand h, umso grosser die laterale Ablenkungskraft. Ander¬ erseits nimmt die Anzahl der lateralen Kraftstösse mit zunehmendem Unterdruck aufgrund der damit zunehmenden mittleren freien Weglänge ab ( cf. Bild 44 - 1 ). ad 3) Für einen gegebenen Druck in der Dampfabscheideebene ( eg. P_{n+ ]} )

3.1 darf deshalb der Abstand h zwischen PD-Austrittsöffnung und Abscheideoberfläche einen Wert h_maχ(α_{A crjt}) nicht überschreiten, i.e. wobei h ,(α_{A r]t}) ein senkrechter Abstand auf der PD-Rückseite ist, der von der Bilanz der Impulsklärte in^'rU einschhesshch der Impulskraft der Dampfströmung ^ = dl₀ / dt. cf. Zweiter Teil der Erfindung ) abhängt und dessen laterale Ablenkung ( einschhesshch der Wirkung lateraler Kraftstösse ) das Auftreffen eines kritischen Anteils α_{A cnt} des Dampf- stromes auf der Abscheideoberfläche noch zulässt und h unter der Bedingung (23). i.e. der Bedingung α _efr > α. _cr-, zu h_er_f wird und damit den Anteil der Dampfströmung α_{A eff} kontroϊliert. der die AbscneideoDerfläche erreicht ( Bild 3 ).

3.2 bestimmt die Differenz Δh( ₀ ⁾ = h_rnaχ^{( o} _A._cπ! ⁾ " -E-_O ^{1 den} operativen thermischen Akkomodationskoeffizienten ot , i.e.: α-r = ( E_v - E_r ) / ( E_v - E ) = ( T_v - T_r ) / ( T_v - T ) ( 24 ) wobei:

U hi h da die effektiven Impulskräfte auf der Abscheideoberfläche und damit die kinetische Ener des an der Abscheideoberfläche ankommenden Anteils der Dampfströmung α_{A ff} von Δh abhängen. Die kinetische Energie von Schmelztröpfchen ist kalkulierter Bestandteil der Energiebilanz des Sprühkompaktierens ( aus der Schmelze ). In der Dampfabscheidung d die kinetische Energie eines auf der Oberfläche auftreffenden Teilchens der Dampf- oder Gasphase einen kritischen Wert nicht überschreiten. Die entsprechende Bilanz wird durch den thermischen Akkomodationskoeffizienten wiedergegeben wird. Für den Fall der Reflektion oder des Zurückspringens eines Atoms von der Abscheideoberfläche beträgt

O_j- < 1 ( 25 )

Der relative, i.e. auf einen gegebenen α_A-Wert bezogene Akkomodationskoeffizient 0t_τ(α sinkt mit sinkenden h_{e f} - Werten und mit steigenden Δh- und α_A- Werten und ist für α_A direkt proportional zu n _ff. Deshalb darf h_ef einen Wert II* (θ_{j crit}) nicht unterschreiten, an dem ein kritischer Wert α_{τ crit} unterschritten wird ( cf. Bild 3 ). i.e. < ^heff ^F0> < ^hιnaχ(^αA.cri_t) ( ²⁶ )

Während unter der Voraussetzung ( 15) die Distanz h_ef Λ _Q) den Anteil der Dampfströmung α_A kontrolliert, der die Abscheideoberfläche erreicht, bestimmt die Differenzlänge Δh(F_Q) den vo der Abscheideoberfläche adsorbierten Anteil ot des an der Abscheideoberfläche ankommende Anteils der Dampfströmung α_A. und damit den effektiven Abscheidungsanteil an der Gesamt¬ förderleistung Q(x)* _eff ist deshalb von der Optimierung des Verhältnisses der α_A- zu O_j-We als Funktion der hypermembranen Distanz h zwischen PD-Strömungsaustritt und Abscheide¬ oberfläche abhängig. Das Verhältnis der α (h)- und oc_τ(h)-Funktionen zueinander ist vom tran membranen Zustandsgradienten. der Kraft Oer Porenmembran Diaphragma* ( s. nächstes Kapit i.e. der lokalen Manipulation des Impulses pro Strömungskanal ), der Lateralgeschwindigkeit und der Beschaffenheit ( Rauhigkeit ) und Temperatur der Abscheideoberfläche abhängig.

Die Optimierung wird derart vorgenommen, dass für einen möglichst grossen Bereich Δh_eff α_A(h) = α h) = 1

Unter diesen Bedingungen werden hinreichende Voraussetzungen für eine vollständige, annähernd vollständige, zumindest aber kontrollierte Abscheidung des Dampf-Volumenstrome i.e. eine kontrollierte^{^}Ausbeute Q(A) des Dampf-Volumenstromes Q(x) unter den Bedingunge des vorbezeichneten Dampfabscheideverfahrens ( -pπnzips ) und damit eine kontrollierte Entkoppelung zwischen Q_v(x) einerseits und S andererseits geschaffen. Analog zu Gleichun (4) ergibt sich

Q(A) = ΔP* * q(x) * α_A * ot_j ( 27 ) und das entsprechende Differential

(δ δx')*Q(A) = ΔP, » q(x) - [ (δα_A/δx' ) * α_τ + α_A * (δα δx') ] ( 28 ) wobei δx die transmembrane Querschnittslange δx plus den hvpermembranen Abstand h_et, (F^,) zwischen PD-Stromungsaustπtt und Abscheideoberflache umfasst. und somit

Q(B) = Q(x ) - Q( ) = ΔP, * q(x) - ( 1 - α_A ) * ( 1 - α_τ ) ( 29 ) die nicht-abgeschiedene, andersweitig verwertete Dampfforderleistung ist ( cf Bildbeschreibung

Es versteht sich, dass der Abstand h «* zwischen dem Diaphragma*, welches die letzte erdampfungsebene ( eg n+2 in Bild 2 ) oder die mindestens eine B -Einheit von der Ober¬ flache des abgeschiedenen Rohlings in der Abscheideebene eg ( n+3, in [6] n+2 ) oder der mindestens einen Cι -Eιnheιt trennt ( cf Bilder 2. 9.1 1 -1 ). die mittlere freie eglange ( MFP ) im hydrostatischen Ruhezustand um einen Betrag überschreiten darf, der proportional ist zum Betrag, um den die Stromungsgeschwindigkeit die entsprechende x-Komponente des Maxwell- Spektrums überschritten wird Die primäre globale und interessantere Fragestellung ist dagegen mit welchen PD-Bauteilen und PD-Designparametern kann die PD neben der Natur des Stromungszustandes ( lamellar oder molekular ) vor allem den ( lokalen ) Impuls im Stromungs¬ kanal kontrollieren, ohne ihn zu reduzieren Erste Formen und Elemente eines Diaphragmas* mit gegenüber vergleichbaren Stromungswiderstanden reduzierten Verlustziffern ( eg transmembra¬ ne Bifurkationen ) wurden mit EP- Anmeldung 941 1 1991 9 [6] beansprucht Weitere PD-Bauteile und PD-Bauteilparameter werden im Zweiten Teil der Erfindung mit den speziellen Vorteilen für das vorbezeichnete Verfahren besprochen

8 CVD- und CVR-Diaphragmen

Das Diaphragma erlaubt zur Steuerung der Dampfstromrichtungen, der makroskopischen und lokalen Dampfgeschwindigkeiten und Verfahrensvariablen p. T etc weitere Manipulationen und Optimierungen einer durch ein externes Pumpensystem angetriebenen Sog-Stromung, die im nachfolgenden Teil dieser Patentschrift hergeleitet und beansprucht werden Sie bieten auf die Verschiedenheit der Anforderungen der Matenalherstellung aus der Dampfphase eine Losung, bei der die Herstellung legierter Werkstucke und Oberflachen nur zwei von den potentiell sehr v lelfaltigen Anwendungsbeispielen sind Sie umfassen Grenzfalle der Dampfabscheidungs- problematik einschhesshch derjenigen mit lokal sehr hohen Stromungsgeschwindigkeiten ( cf Zweiter und Dritter Teil der Erfindung ) bei sehr unterschiedlichen Anlagenvolumina und Damptquellen- sowie Abscheideoberflachen Das Diaphragma* ist deshalb ein universelles Bauteil in Klein- und Grossbauversion, welches auch für die Steigerung der Produktivität von CVD- und CVR-Verfahren eingesetzt wird ( CVD chemical vapor deposition, CVR chem cal v apor reaction ) So bietet es insbesondere für CVD- Verfahren einen Fortschritt, in denen unterschiedliche Oberflachenreaktionen eine feingesteuerte Zustandskontrolle der individuellen Bestandteile des Gesamt-Reaktandengases und/oder des Gesamt-Reaktandengases selbst in den Reaktorraum erfordern ( Bild 5 ) Ferner wird die Porenmembran Diaphragma für kontrollierten Oberflachenbeschuss eingesetzt ( Bild 6 ) Zu den prinzipiellen Vorteilen einer Diaphragma^* kontrollierten, interaktiven ( interkommunikativen ) Gas- und Dampffuhrung in mittelbarer und/oder unmittelbarer Nahe zur reaktiven Zone gehören

1 Flexibilität hinsichtlich der operativen Temperaturgradienten über den Querschnitt des Diaphragmas* und insofern hinsichtlich der Zusammensetzung der zu erzeugenden Dampt- gemische ( I e ein positiver, negativer und ein "Zero"-T-Gradιent ist möglich )

2 Flexibilität hinsichtlich der Steuerung des transmembranen Druckabfalls zwischen zwei Kammern ( sehr kleine und sehr grosse Druckabfalle sind möglich )

3 Abh_ängigkeit des Forderstroms individueller Komponenten vom integralen Dampfforderstrom ( oder Damptmassenstrom. I e dem Stofftransport aller Komponenten ) und nicht umgekehrt, deshalb hohe Flexibilität in der operativen Produktivität und Produktauswahl eines gegebenen Anlagentvps ( cf Bild 5 ) ^

4 Flexibilit_ät hinsichtlich der durch ein Diaphragma hindurchgelassenen Dampf-/Gasforder- und/oder -massenstrome bei einer gegebenen Pumpgeschwindigkeit S

5 Flexibilität in der transmembranen Er ärmung der Gase / Dampfe pro Stromungskanal 6 Flexibilität hinsichtlich transmembraner Stromungsgeschwindigkeiten und -beschleunigung

7 Flexibilität in der transmembranen Gas-/Dampfstromfuhrung ( eg via ein Sv stem von ver stelten Stromungskanalen ) zur gezielten Formgebung am Ausgang des letzten Diaphragmas^* vor Abscheidung in Verbindung mit Stromungsformgebern mit sehr kleinen Widerstandszahlen c ( c_F ) am Ausgang der Stromungskanale ( cf [6] und Bild 7 ). dadurc hohe Flexibilität in der Kontrolle (I ) der Form- und Grossengestaltung des als Rohlings und/oder Halbzeugs abgeschiedenen Dampfes ( cf Bild 7a ) und der (n) resultierenden, lokalen Geschwindigkeits- und Impulskontrolle kurz vor Abscheidung

8 Kontrollflexibilitat unerwünschter Kondensationen am Diaphragma^* in Verbindung mit 1 - 7

Der Sogstrom vor der Abscheide- ( CVD/CVR Reaktions- ) Ebene ist der kritische Sogstrom im Gesamtverfahren hinsichtlich Produktiv ität und Qualität des zu erzeugenden Produktes Sein Fordermenge ist vom Verdampfungs- ( und gegebenenfalls an das Legierungs- ) Verhalten der a) schwer(st)fluchtιgen ( oder Hochtemperatur- ( HT ) ) Komponente(n) ( ob unlegiert oder in Verbindung mit leichter fluchtigen Komponenten und / oder gemischten Legierungssystemen und b) der Reproduzierbarkeit der Konzentration, der ( chemischen ) Homogeneitat der Konzentration, der Phasenausbildung ( stabil oder metastabil einschhesshch des Grades der Abweichung vom thermodynamischen Gleichgewicht, da häufig mehrere metastabile Phasen fü eine gegebene Konzentration besonders bei höheren Legierungsgehalten möglich sind ). der resultierenden ( physikalischen ) Homogeneitat der resultierenden Phasen ( gleicher Ausgangs¬ konzentration ), der Korngrosse und der Korngrossenverteilung, der Grad der Porosität sowie der Verteilung der Porosität vor und ggfs nach Mikroverdichtung ( - konso dierung. eg durch Mikrowalzen, Mikrohammern etc ), und der Abmessungen ( eg Wanddicke ) des Rohhnges und/oder Werkstuckes abhangig Da der Sogstrom durch die Porenmembran Diaphragma kontrolliert wird, werden auch diese Quahtatsmerkmale von der Porenmembran ( mit- ) kontrolliert Das ist neu

Das Diaphragma erlaubt neuartige Stromungsfuhrungen und Stromungsverhaltnisse zur Verbesserung der Stromungsdynamik im CVD-/CVR-Reaktorraum ( cf Bild 5 ) und damit a) eine Ausdehnung des ( T-/p-) Existenzbereiches der von der Oberflachenkinetik kontrollierten CVD-Verfahren gegenüber konkurrierenden Mechanismen ( homogene Reaktion in der Gas¬ phase, Transport zur und über die Geschwindigkeits- ( v ), Konzentrations- ( c ) und/oder Temperatur-Grenzschichten ) und b) eine verbesserte Kopplung zwischen Verfahrensparameter und den Material-spezifischen Parametern, die bei von der Oberflächen-Kinetik kontrollierten \ organgen den Ausschlag geben, sodass eine verbesserte Steuerung Oberflächen-kinetisch kontrollierter CVD-/CVR-Verfahren auf hohem Produktivitatsniveau ( eg cf "low - pressure' CVD ) erreicht wird

Die Erhöhung der Produktionsrate konventioneller CVD-Verfahren wird dagegen in der Regel mit einer Vergrosserung der turbulenten Strömung vor der Reaktionsfront erkauft, die die Koste des CVD- Verfahrens ( eg aufgrund ineffektiver Ausnutzung des Reaktanden ) stark erhohen kann Aufgrund der Bauteile ) mit hohen c_p- Werten in mittlerer Distanz vom Stromungseingang des Diaphragmas* ( einschhesshch Prallwanden, cf Bilder 2. 9a.b und 10 und der niedrigen c_F- Werte unmittelbar am Stromungsausgang ( cf [6] ), ergeben sich a) eine effektivere m-situ Durchmischung individueller Reaktanden- und Tragergase und b) reduzierte Turbulenzen und/oder ein kontrollierter Übergang von turbulenter zu gerichteter ( laminarer und/oder molekularer Strömung mit minimierten Verlustziffern ζ, cf Bild 7b ) und als Folge

1 Ausschhesshch gerichtete laminare und/oder molekulare Reaktandenstromung direkt vor den _jeweiligen Grenzschichten und ggfs ( cf Punkte 3 und 4 ) direkt an der Reaktionszone oder -front, dadurch Reduzierung^" der Betriebskosten bei gleichbleibender Produktquahtat

2 Erh_öhte Produktionsraten ohne zusätzliche und/oder exzessive Turbulenzen ( bei gleich¬ bleibender Produktquahtat ) Bei Einsatz mehrerer Reaktanden werden die notwendigen Mischvorgange mit einem Diaphragma* sehr dicht an die Reaktionsfront herangeführt, ohne den Oberflachenbeschuss zu beeinträchtigen Zusammen mit seiner Beheizbarkeit auf sehr hohe Temperaturen ( cf. [6] ) verbessert das Diaphragma* deshalb die Keimbildungs- und/oder Qualitätskontrolle eines CVD- und/oder CVR-Verfahrens und erlaubt für die individuelle Produkteinheit im Einzelnen:

3. Verbesserte T-Kontrolle der Reaktanden ( -gemisches ) und des resultierenden CVR- und CVD- Verfahrens auf hohem Produktivitätsniveau. Diese verbesserte T - Kontrolle erlaubt:

3.1 Einschränkung, ggfs. Beseitigung der Funktion der homogenen Gasreaktion zur Bildung notwendiger Vorphasen ( "pre-cursor" ) - Bestandteile ( eg. H-,O(g) ) im Reaktandengas als Geschwindigkeits-bestimmenden. i.e. kontrollierenden CVD-/CVR- Verfahrensschπtt zu Gunsten anderer Mechanismen ( eg. Transport- und Oberflächenkontrolle ohne Schaffung zusätzlicher und / oder exzessiver Turbulenzen ).

3.2 Verbesserte Kontrolle des Gefüges und der Haftung der CVD-Schicht am Substratmaterial / Massivbauteil.

4. Einschränkung und ggfs. Beseitigung der jeweiligen T-. c- und v- Grenzschichten vor der Reaktionsfront, dadurch Einschränkung und ggfs. Beseitigung der Funktion des Massen- transportes nicht nur zu uen Grenzflächen hin 7, cf. Punkte 1. und 2. ), sondern auch bis hin zur Reaktions-Oberfläche als Geschwindigkeits-bestimmenden. i.e. die maximale Abscheiderate kontrollierenden Verfahrensschritt zu Gunsten der Kontrolle der maximalen Abscheiderate durch Oberflächenkinetik. Dieser Übergang wird im Wesentlichen durch zwei Methoden mit dem Diaphragma gefördert:

4.1 Erhöhung des Partialdampfdruckes der kritischen Reaktandenkomponente(n) direkt an der Reaktionsfront infolge des transmembranen Druckgradienten durch Ausnutzung des resultierenden Impulses, i.e. durch Überrennen der T-/c-Grenzschicht ohne kritischen Einfluss auf die v-Grenzschicht ( sofern sie bei PD-kontrollierten CVR- und CVD- Verfahren noch existiert, i.e. verbesserte thermodynamische Kontrolle bei hohen Produktionsraten ). Der Unterdruck im Reaktorraum ( und nicht die Diffusion ! ) wird so genutzt, um den Reaktanden bis in die Reaktionszone ( eg. an die Reaktionsoberfläche ) heranzuführen.

4.2 Ausnutzung des transmembranen Druckgradienten und der resultierende kinetischen Energie / Impulses des Reaktanden für ein Überrennen der Grenzschicht: der Unterdruck lässt Atome und/oder Moleküle des mindestens einen Reaktanden auf die Reaktionsfläche auftreffen, abgeführt wird aber nur das Reaktionsprodukt. Hier wird die kinetische Energie der Strömung zur Überwindung der kinetischen Reaktionsbarriere an der Oberfläche ausgenutzt, wobei der Aufprallwinkel ( Bild 6 ) zwischen der Normalen auf der Substratoberfläche und der Strömungsrichtung des Trägergases eine Steuervariable zur Kontrolle der Menge des Träger- und/oder Reaktandengases ist.

Die aus 4.1 und 4.2 durch den Einsatz eines CVR- und/oder CVD-Diaphragmas* resultierende Erhöhung der Reaktivität ( an ) der Oberfläche ( und ihrer Haftung an der Unterschicht / Massiv ¬ bauteil ( führt zu einer verbesserten Gleichmässigkeit der Abscheiderate auf hohem Produktivi¬ tätsniveau, in der die Oberflächenkinetik ( -diffusion etc. ) und nicht der Transport an die Ober¬ fläche die Abscheiderate diktiert, und hat grosse Bedeutung für endotherme CVD- ( /CVR- ) Reaktionen, die etwa 90% aller CVD-Vorgänge ausmachen. Die durch den ( ggfs. laminaren ) "impingement flux" bereitgestellte kinetische Energie verbessert: a) den Kompromiss zwischen reduzierter v-, T- und c-Grenzschicht auf der einen Seite und optimierten α_τ-Werten auf der anderen. b) die Oberflächendiffusion und damit die Qualität der resultierenden CVD-Oberfläche auch bei gekrümmten Oberflächen ( cf. Bild 7a ). c) die Kontrolle der MikroStruktur der Oberflächenschicht einschhesshch der Verfeinerung des Gefüges ohne oder unter reduziertem Einsatz von ( das Gefüge ggfs. verunreinigenden ) Additiven, die zur Kornfeinung via Absorption an Unregelmässigkeiten ( eg. Stufen. "Kinks etc. ) der Oberfläche eingesetzt werden und ggfs. nachteilige Einflüsse auf die Oberflächen¬ eigenschaften ausüben.

Der Einsatz eines CVR-/ CVD-Diaphragmas* verbessert deshalb die Kontrolle der Kei - bildungs- und/oder Oberflächeneigenschaften durch Verfahrensparameter.

Infolge der verbesserten Kontrollmöglichkeiten nach 3.1, 3.2, 4.1 und 4.2 erhöhen sich die Auswahlmöglichkeiten der "precursor"-Gase beziehungsweise ihrer Bestandteile. Die Vielfalt der Ausführungsmöglichkeiten eines Diaphragma* ( cf. VD-Lösungen in [6] und in den nach¬ folgenden Kapiteln ) ergibt auch für CVD-/CVR- Verfahren eine flexiblere Steuerbarkeit ( Be¬ schleunigung, Orientierung, cf. Bilder 5-7 ) der Trajektorien der jeweiligen ( Gas- und Träger¬ gas- ) Komponenten. Die kinetische Energie der an oder auf der Reaktionsoberfläche auftreffe den Atome / Moleküle wird sowohl vom transmembranen Druckgradienten als auch von der Strömungsgeschwindigkeit der Dämpfe oder Gase nach Passieren des Diaphragma*- Quer¬ schnittes unter Minimierung oder vollständiger Unterdrückung von Turbulenzen kontrolliert. Eine Strömung ohne Turbulenzen, die eg. hinter einem Strömungswiderstand auftreten, ist für die Formgebung eines aus der Dampfphase abgeschiedenen Produktes sowohl in massiver For durch PVD, aber auch für die Schichteigenschaften durch PVD und CVD von hoher Bedeutun

chemischen Reaktion an der Oberfläche ).

Im Fall einer Diaphragma* - kontrollierten Mischung verschiedener Reaktanden ist es sinnvoll, die Gaszufuhr zum Reaktionsraum in Form einer "Parallelschaltung" einer der Anzahl der Gase und/oder Dämpfe entsprechenden Gas- oder Verdampfungsquellen zu gestalten. Deshalb sind die Gas-/Dampfquellen Diaphragma* - kontrollierter CVD-Verfahren vorzugsweise in paralleler Bauweise auszulegen ( cf. Bild 5 ). wobei die Anlagenmodule für unterschiedlich stark flüchtige Komponenten in einer Verdampfungsebene eine Anordnung mit möglichst kurz Sogstromwegen für die schwererflüchtige(n) Komponente(n) und die Sogwirkung begünstigen Ablenkwinkel zwischen Symmetrieachse des letzten Diaphragmas vor der Abscheideebene annehmen ( cf. Bild 9 ). Wie schon bei den PVD-Verfahren können die Diaphragmen* für CVD-/ CVR-Verfahren selbstverständlich positive, negative, oder Zero-Temperatur-Gradiente aufweisen und besitzen entsprechende Heiz- und Isoliervorkehrungen. Direkt vor Abscheidung wird in CVD-/ CVR-Verfahren ggfs. ein positiver T-Gradient eingesetzt, um zu verhindern, da transmembraner Impuls und Beschleunigung der ggfs erhitzten Reaktanden beim transmembra¬ nen Stofftransport reduziert ird oder, im Fall einer Reduzierung, diese kontrolliert bleibt

9 insische Konti oll formen 1 zui Rekopplung Pumpgeschw indigkeit S mit Förder¬ leistung Q

Unter den Bedingungen einer kontrollierten Entkopplung von Q( x) und S stellt sich die Frage nach der Reduzierung der Verlustziffern ζ sowohl hinsichtlich der makroskopischen Dampf¬ stromung unter Berücksichtigung der Produkte und ihrer Produktionsbedingungen und -moghch- keiten als auch (in) der mikroskopischen ( I e. transmembranen ) Dampfstromung in den erforderlichen Porenmembranen selbst Die Kombination aus Sogstrom ( erzwungener Konvektion ) und der spezifischen Porenmembran-Gattung "Diaphragma*' für Massenseparation ohne Änderung der Zusammensetzung des Stoffstrome schafft im Gegensatz zu bisherigen Matenalherstellungsverfahren universelle Konstruktionsfreiheiten für das extrinsische ( von aussen sichtbare ) Design des vorbezeichneten Dampfabscheideverfahrens, i.e die Orientierung der ( prinzipiellen ) Verdampfer- und Abscheideebenen untereinander Deshalb kontrolliert das extrinsische Anlagendesign sowohl die globale Richtung des ( makroskopischen ) Dampfstromes ( I e der Summe der aus den individuellen Dampfquellen gespeisten Teilstrome der elementaren und / oder vorlegierten Dampte für den abgeschiedenen Rohling. Werkstuck und / oder Bauteil ) und hat massgebenden Anteil an der Optimierung und Reduzierung der globalen, lntramembra- nen Verlustziffern ζ. Die transmembranen Zustandsgradienten im PD-kontrol erten Dampf- abscheideverfahren nach EP- Anmeldung 941 1 1991 9 [6] werden deshalb so gewählt, dass die Förderleistung vorzugsweise unabhängig von der Orientierung zur Erdbeschleunigung ( Vektor g ) ist x ist die Richtung des kürzesten Abstandes zwischen Verdampfungsquelle und Dampf- abscheideebene und, sofern nicht anders gekennzeichnet, die Normale zur Oberflache eines Diaphragmas^* Diese Normale kann alle Polarwinkel 0° < α < 360° und alle Azimutwinkel 0° < φ < 360° mit dem Erdbeschleunigungsvektor g einsch essen ( Bild 8a ), und Kondensation vor Abscheidung eg in Form einer "Pfropfstromung" wird in der regulären Verfahrensaus- fuhrung vorzugsweise vermieden sofern nicht ausdrucklich darauf hingewiesen wird, da eine "Pfropfstromung" die Effizienz des Verfahrens stark herabsetzt und zusätzliche Vorkehrungen und Spezial- Ausfuhrungen erfordert ( cf [6] ) Aufgrund der durch den Sogstrom erzielten Funktionsunabhangigkeit von der Erdbeschleunigung g wird ein Orbit-naher ( i.e Weltraum¬ stations-Bedingungen entsprechender ) Produktionszustand mit strategischer Bedeutung für die Frage ' Vakuum und Schwerelosigkeit ^r>" oder "Vakuum alleine ^r>" geschaffen, der nicht nur neue Akzente in der Werkstoffherstellung setzt, sondern auch die exterrestrische Missionstatigkeit wesentlich effizienter gestalten durfte

Die Designation n. ( n+1 ) und ( n+2 ) in EP-Anmeldung 941 1 1991 9 [6] machte deutlich, dass das Porenmembran-gesteuerte Dampfabscheideverfahren prinzipiell eine quasi-unendhche Aneinanderreihung ( I e "Senenschaltung" ) von Verdampfungseinheiten plus Diaphragma* erlaubt, die die prinzipiellen Kriterien diskontinuierlich steigender Temperaturen und diskontinuierlich fallender hydrostatischer Drucke über ein ^"Unterdruck-Kammersystem mit entsprechendem "Seπenprofil' erfüllen und dabei einen für die Gesamtanlage relativ grossen ( makroskopischen ) Gesamtw iderstand für den globalen Sogstrom erzeugen Eine der grund¬ legenden Forderungen für das vorbezeichnete Dampfabscheideverfahren ist aber, dass das Ruckhaltev ermogen eines Diaphragmas* F_D möglichst gross wird gegenüber einem Stromungs- iderstand F_p. 1 e

F_D > F_F ( 30 )

( cf [6] ) Es versteht sich, dass die reproduzierbare Durchmischung sehr unterschiedlicher Komponenten w ie zum Beispiel Magnesium und Chrom in der Dampfphase lokal am Membran- ubergang f_ür Mg sehr signifikante dp/dx-Gradienten erfordert und die Produktivität bei entsprechender Qualität durch das Reservoir oder Ruckhaltevermogen des jeweiligen Diaphragmas*. F_D. diktiert w ird

Da Seπenschaltungen prinzipiell den Stromunsgwiderstand starker erhohen als eine Parallel- Schaltung gleicher Widerstände, ist in der Praxis ein Dιaphragma*-kontrolhertes. von der Pum geschw indigkeit S angetriebenes Damplabscheideverfahren mit aussch esshch in "Serie konstruierten prinzipiellen Ebenen n, ( n+ 1 ). ( n+2 ) etc nicht nur in der Produktiv it t X limitiert, sondern auch und vor allem b) einer Parallelschaltung der prinzipiellen Ebenen des Verfahrens unterlegen Deshalb umfassen die prinzipiellen. 1 e in Serie konstruierten Ebenen d vorbezeichneten Dampfabscheideverfahrens entsprechende Untereinheiten A ( für Verdampfu bei relativ tiefen Temperaturen ). B_} ( bei relativ hohen Temperaturen ) und C ( für Dampf¬ abscheidung ), die ebenfalls ' parallel" innerhalb einer Ebene n, ( n+1 ) und ( n+2 ) konstruiert sind und hiermit beansprucht werden ( n.b in der EP-Patentanmeldung 941 1 1991 9 [6] w erden explizit nur in " Serie geschaltete ", von einem Diaphragma* separierte Verdampfungskammern beansprucht ) Eine Mg-Legierung mit 3 Legierungskomponenten kann zum Beispiel aus einer Anlage vom Typ ( n+4 ) bestehen, verlangt aber eine relativ hohe Pumpleistung bei gleicher Dampffordermenge als eine Parallelschaltung, wie in Bild 9 dargestellt ist. Dann besteht zum Beispiel das n - Niveau und das ( n+1 ) - Niveau aus jeweils 2 Kammern, l e I = 2 und j = 2. ab es ist auch der Fall möglich, dass l = 4 und j = 1 wird, sich dabei nur noch Mischungsvorgange der B-Einheit abspielen und sich die Komponente mit dem niedrigsten Sattigungsdampfdruck unabhängig von der Dιaphragma^*-Form vorzugsweise in der Mitte, l e der zentralen Achse de n-Ebene befindet, wenn dadurch der Sogeffekt aus der nachfolgenden Anlageneinheit mit eine entsprechenden Porendesign optimiert werden kann

Die eingesetzten Durchmesser d_z der Stromungskanale einer Porenmembran Diaphragma^* ( P erstrecken sich über einen weiten Bereich und sind pnmar vom für die Abschreibung einer Gesamtanlage notwendigen Forderstrom und/oder von den transmembranen Zustandsgradiente abhangig Der d -Bereich und der aktuelle d_z-Wert ist deshalb eine MFP-unabhangige Dimen¬ sion, wobei MFP die mittlere freie Weglange im Sog-Strom mit verschiedenen Komponenten ist ( s oben ) Bei molekularer Kanalstromung ist der minimale d_z-Wert ( eg für relativ kleine Varianten dieser Diaphragma^* -Gattung ) dagegen von der Kammeranordnung analog zum Kosinusgesetz für Emission von Molekülen und Atomen von einer infinitesimal kleinen (Punkt Dampfquelle m t der Flache dA abhangig Wie oben erwähnt, sind die q_v .(x)°-Werte stark von den reellen Bedingungen in der Praxis geprägt ( cf 1. Kapitel, 2. Teil ). Nach dem Kosinusgesetz ist die Verdampfung in Normalenrichtung auf dA_N für solche Auftreffwinkel Θ begünstigt, für die cosΘ = 1 betragt oder der Emissionswinkel Θ möglichst nahe bei Null hegt Knudsen wies die Gültigkeit des Kosinusgesetzes für Porendurchmesser von d_A% = ( 4 dA / π )^{1 :} < MFP/10 ( 31 ) nach Im vorbezeichneten Verfahren ist die Pumpgeschwindigkeit S und der resultierende Unterdruck und Sog-Strom die Triebkraft für Massentransport und nicht ein vom Temperatur- mitierten (Sattigungs-) Dampfdruck p* der Elemente kontrollierter Druckstrom. Aufgrund der PD-Ausfuhrungen bleibt die globale Sog-Strom Kontrolle selbst dann wirksam, wenn a) die p*- Werte der Komponenten einer Mehrstofflegierung sehr unterschiedlich sind, b) transmembrane Stofftransport regional, i.e für eine einzelne Verdampfungskammer durch p kontrolliert wird und c) ein Parallelbetrieb ( eg mit I = 4 und j = 1 ) gewählt wird ( cf Bild 9a und 9b ) Aus der Umkehrung des Kosinusgesetzes folgt, dass insbesondere bei molekularer Strömung für die PDs von parallel angeordnete Dampfquellen der Sogeffekt am wirksamsten ist. wenn die Abdampfflache und/oder x-Normale der PD mit für die Komponente mit dem geringsten Dampfdruck p*(T) vorzugsweise in einem Ablenk- Sog inkel Θ = 0°. mindestens ]edoch in einem sehr kleinen Winkel Θ zur x-Normale des nächstfolgenden Diaphragmas ( eg vor der Abscheideeinheit n+2 oder eg C_k und/oder zur Normalen auf der Oberflache eines plan-abgeschiedenen Rohlings, cf Bild 9a und 9b ) angeordnet ist. und die Verdampfungskammern der Komponenten mit grossen p (T)-Werten ( wie eg Mg ) an den Seiten der n-Ebene und somit unter relativ grossem Sogwirkungs- Ablenkung Θ relativ zur x-Normale des ( letzten ) Diaphragmas* vor der Abscheideeinheit ( eg n+2 oder eg C ) und/oder zur Normalen auf der Oberflache eines planabgeschiedenen Rohlings angeordnet sind ( cf Bild 9a und 9b ). und b) die kritische Grenze des Θ-unabhängigen Porendurchmessers der Diaphragmen*

^min.mol ₌ MFP/ 10 ( 32 ) . vorzugsweise d_z ^min- ^o1 > MFP/ 10 beträgt, um effiziente Sogeffekte auf die Summe der Komponenten eines Legierungssystems im Sog- Strombetrieb des vorbezeichneten Dampfabscheideverfahrens analog zum^'kosinusgesetz von einer zur nächstfolgenden Anlageneinheit zu übertragen.

Mit einer Erhöhung von T steigt p* und somit sinkt MFP, sodass d_z ^mιn sinkt und die Freiheits¬ grade für d eines gegebenen Diaphragmas* steigen. Für gegebene d_z-Werte hängt die trans¬ membrane Druckdifferenz dp/dx vom Sogstrom q(x.S) ab und wird mit Hilfe derjeweiligen Diaphragma* -Ausführung ( Wahl und Dimensionierung der Bauelemente ) und nicht vom Dampfdruck p kontrolliert. Die Sättigungsdampfdrücke p*(T) werden via Regelorgane ( s. unten ) nur zur Feinsteuerung des Förderstromes q(x.S) und zur Sicherheit während des Anlagenbetriebes eingesetzt. Folglich wird bei d_z ^mιn =/< MFP/ 10 für ein gegebenes Diaphragma* und einem gegebenen Sättigungsdampfdruck p*(T) auch dp/dx grosser, je grosser Θ. In der Verdampfungskammer für Mg kann deshalb aufgrund der relativ hohen p*(T.Mg)- Werte der Aufbau des entsprechenden Ruckhaltevermogen Fr-,(Mg) durch relativ grosse Winkel Θ(Mg) unterstützt werden. Folglich ist das Diaphragma* für Komponenten mit hohen Sättigungsdampfdrücken ( eg. Mg ) gegenüber dem Diaphragma* für Komponenten mit relativ- niedrigen Sättigungsdampfdrücken durch eine Relativanordnung mit:

- relativ grossen Θ(Mg) -Werte und/oder

- relativ kleinen Porendurchmesser d_zeff(Mg). und/oder

- einer relativ kleinne Anzahl entsprechender Strömungskanäle N_Deff(Mg) gekennzeichnet. Dagegen muss für eine Komponente wie Titan aufgrund der relativ geringen p (T,Ti)-Werte ein möglichst grosser Sogstrom in die Ti-Verdampfungskammer hineinwirken, und die entsprechenden Θ(Ti)-Werte sind möglichst klein und die d_zeff(Ti)- und N_Deff(Ti)-Werte relativ gross. Da die Förderleistung Q(x,S), die von einem Diaphragma bei einer gegebenen Pumpgeschwindigkeit S aus der Verdampfungskammer einer Komponente in die nächste Anlageneinheit entlassen wird, abhängt von:

Q(x.S ) = fn ( d_zeff. N_Deff, Θ ) ( 33 ) w obei d eft im Sogbetrieb vorzugsweise einen Lavaldüsenquerschnit darstellt ( cf. Zweiter und Dritter Teil der Erfindung ). wird der spezifisch beste Kopplungseffekt zwischen S und Q(x.S) für Θ = 0^C erzielt und macht eine Kombination aus Parallel- und Serienanordnung der Anlagen¬ einheiten notwendig. Die Anlagenspezifikation muss die Mischungsaktion zwischen der Quelle der verdampfenden Komponenten ( eg. in n ) und der Abscheideebene ( eg. n+2 ) in ( n+1 ) und F_D = fn ( Diaphragmadesign. Anzahl und Art der Bifurkationen, p (T) etc. ) berücksichtigen. Die Kopplung wird optimiert, wenn der Sogstrom die Molekularbewegung des Gases in eine kollektive = militärische Bewegung ( laminare Strömung ) graduell bis vollständig umwandelt.

Zum optimierten architektonischen ( extrinsischen ) Design der Einheiten des Dampfabscheide¬ verfahrens gehören deshalb Mischungskammern, die selbst aus makroskopischen Lavaldüsen oder verwandten makroskopischen Querschnittsverengungen bestehen und eine Prallwand im Bereich des entsprechenden Lavalquerschnitt aufweisen ( s. Bild 13b ). Ferner wird beansprucht. dass die einzelnen Verdampfer- und Abscheideebenen einen beliebigen Polarwinkel 0° < ß- < 360° und 0° < ß-, < 360° sowie einen beliebigen Azimutwinkel 0° < γ, < 360° und 0° < γ₂ < 360° miteinander einschliessen. von denen einige Grundformen in Bild 8b-d wiedergegeben sind. Sofern die ( Svmmetrie- oder zentrale ) Achse der Verdampferebenen n und n+1 ( beziehungs¬ weise die Verdampfereinheiten A und B ) einen Polarwinkel ß, oder einen Azimutwinkel γ, ungleich 180° oder die entsprechende Verdampfer- und Abscheideebene und / oder -kammern einen Winkel ß-, oder γ-, ungleich 180° miteinander einschlössen, werden diese über ein Diaphragma" derart mifeinander erbunden, dass die zentrale oder Symmetrieachse x ( I e die Normale auf der Dιaphragma*-Oberflache ) des Diaphragmas^" entsprechend kleinere Winkel mit den zentralen und Symmetrieachsen der benachbarten Verdampfer- und/oder Abscheide¬ einheiten einschlössen ( cf Bilder 8c.d und 9b )

Dabei werden ( makroskopische ) Dampf umlenk-Saugrohre und -Krummer or und nach Passieren der Dampfe durch das Diaphragma" eingesetzt, wie sie aus der Ventilatortechnik für Sog-Strome und/oder von axialen Stromungsmaschinen bekannt sind ( cf mikroskopische Losungen für transmembrane Stromungsmechanik, Zweiter Teil der Erfindung ) Sie umfassen ( hier selbstverständlich beheizte ) druckseitige Saugkasten und Einstomdusen mit und ohne Bogenstuck / - formen und saugseitige Diffusoren ( Bild 8c ) Es ersteht sich deshalb auch, dass alle Wände zur Fuhrung der Dampfstrome in den Verdampfereinheiten und der Dampf¬ schachte zur Unterdrückung der Kondensation einzelner Komponenten und somit zur Maximierung der Ausbeute beheizt sind, und zwar vorzugsweise im Widerstands- und / oder im Induktionsbetrieb wie die Diaphragmen selbst ( cf [6] )

Die Unabhängigkeit des extnnsischen Anlagendesigns von der Erdbeschleunigung erlaubt komplexe und effiziente architektonische Kombinationen der "Nιedπgtemperatur"-Verdam- pfungsebene n ( oder - einheit A, bei Parallelschaltung mit B ) mit der "Hochtemperatur' - Verdampfungsebene ( eg n+1, oder Verdampfungseinheit B bei einer Parallelschaltung mit der "Nιedπgtemperatur"-Verdampfungsebene A ) und mit der Abscheideebene ( eg. n+2, oder C bei Parallelschaltung mehrerer Abscheideeinheiten untereinander ) im 3-dιmensιonalen Translationsraum und gestattet insbesondere für eine industrielle Grossproduktion nach dem beanspruchten Dampfabscheideverfahren eine effiziente Raumausnutzung mit zahlreichen Optim erungsmoghchkeiten für das intnnsische Design ( i.e die Art und Weise ) der prinzipiellen Funktions- und Produktionseinheiten A.B und C und ihrer Anzahl ι,j und k

Die Freiheitsgrade in der 3-dιm Translationsgestaltung des vorbezeichneten Dampfabscheide^¬

10 In_tnnsische Kontrollformen zut Rekopplung von Pumpgescim indigkeit S und Förderleistun

Q

Der in EP- Anmeldung 941 1 1991 9 beanspruchte Dampfabscheideprozess ist ggfs ein sich über das Dιaphragma*-Desιgn selbst organisierendes System Die transmembranen Druckgradienten dp/dx z ischen den Verdampfungskammern untereinander und zwischen der mindestens einen Verdampfungs- und/oder Mischungskammer und der mindestens einen Abscheidekammer bau sich entweder nach _Öffnung der Dampfquellen durch die über die Bifurkationen ( Bild 10 ) gel teten Teilstrome auf. die einen signifikanten Teil der notwendigen Dampfmengen liefern, die vom Diaphragma* zurückgehalten werden, und/oder nach Offnen/Sch essen der im Stromungs kanal eingebrachten Aperturen und Ventile Neben den Bifurkationen und ihren Ausfuhrungs- mog chkeiten definieren die Geometrieelemente mit hohem c_w- (engl c_F-) Wert am Stromung eingang das Ruckhaltevermogen beziehungsweise die Kraft des Diaphragmas, F_D [6] Ihre Einfl_üsse auf das Ruckhaltevermogen erfolgen dadurch, dass die Bifurkationen vom Dampf durchstr_ömt und die Geometrie-Elemente vom Dampf umströmt werden Die Stromunsgwider- stände F_p sind in der Summe vorzugsweise kleiner als F_D. um die Funktionsweise des Diaphragma - gesteuerten Dampfabscheideverfahrens zu optimieren Die dabei effektiv pro Verdampfungs- und / oder Mischungskammer freigesetzte Damptmenge ist vom absoluten W ert der Pumpgeschwindigkeit S entkoppelt, obwohl jede Veränderung der^{^}Pumpgeschw indigkeit über die Veränderung des Absolutdruckes in der Abscheidekammer, die von Faktoren w^'ie Lecks, Ausgasung der Vakuumkammerwandungen. Dichtungsmateπahen einschhesshch der eingesetzten O-Ringe etc mitbestimmt wird, eine der Steuervanablen zur tatsächlich pro Verdampfungskammer freigesetzten Dampfmenge ist

Zu den weiteren Methoden, die den Sogstrom als Triebkraft ( die eg die maximale Produktions¬ rate kontrolliert ) und das Diaphragma ( als das Bauteil, dass die aktuelle Förderleistung, eg

Q_% = p * V / 1 ( 34 )

( Einheit eg [ torr * Liter / sec] ) kontrolliert ). koppeln, zahlen

(i) Konventionelle Verdampfungs kämme rn Regelorgane zur Veränderung des jeweiligen Dampfaustrittsquerschnittes von mindestens einer der Dampfquellen in mindestens einer der konventionellen Verdampfungskammern n, ( n+1 ) etc A_r B . Die Regelorgane werden wahlweise mit einen Mikroprozessor ( in Bild 2 durch elektrische Anschlussklemmen la-6a angedeutet ) nach Massgabe von m-situ Analysen- und Sollwerten gesteuert, wobei sich die Orte der Analysen des Forderstromes vorzugsweise unmittelbar ( in Stromungsrichtung ) vor einem Diaphragma befinden. In konventionellen Verdampfungskammern können mehrere Dampfquellen ( eg. 1 - 6 in Bild 2 ) turmartig im Dampfschacht angeordnet sein Die einzelnen Dampfquellen können auf unterschiedliche Temperaturen geregelt werden und erlauben die gleichzeitige Verdampfung verschiedener Komponenten in einer Kammer, wobei die Dampfdruckkurven der jeweiligen Komponenten nicht allzu weit auseinder egen und die Kontrolle des Verdampfungsbetriebes einer Kammer ggfs durch thermische Isolierung der einzelnen Verdampfer gegeneinander verbessert wird

(n) Formfreiheit der Verdampfungskammern /extern. Der besondere Vorteil eines im Sogstrom betriebenen Dampfabscheideverfahrens hegt nicht nur in der Freiheit in der Orientierung zwischen einzelnen Anlageneinheiten ( s oben ). sondern auch in der Form der einzelnen Abdampfungs-, Mischungs- und Abscheidekammern selbst, da der Sogstrom den Dampf auch aus Dampfquellen in entlegenen Winkeln einer Verdampfungskammer herauszieht Praktisch ist im Sogstrom-betπebenen Dampfabscheideverfahren alles erlaubt, was nicht verboten ist ( zum Beispiel ist Kondensation wahrend des Stofftransportes von Dampfquelle zur Abscheideebene so ziemlich das Schlimmste, was passieren kann, da sie sich ggfs akkumuliert und eine Kontrolle des Verfahrens faktisch unterhöhlt ( cf [6] vs [1] ) )

Die ( externen ) Wandungen der Verdampfungskammern werden ggfs. als rechteckige, trapezförmige, zy ndπche und/oder ( Laval- ) Dusen-fσrmige Dampfschachte zur Verbesserung ihrer Stromungsmechanik ausgeformt, um eine die Aerodynamik der Abdampfung fordernde Stromungsform zu erzielen ( Bild 13a ). Dies ist besonders vorteilhaft, wenn die notwendige Reservoirbildung verhaltnismassig klein ist und/oder mehrere Diaphragmen^* zur transmembranen Evakuation oder Versorgung einer konven¬ tionellen Verdampfungs- und/oder Mischungskammer eingesetzt werden, die untereinander die Winkel 0^C < α-, < 180° und 0° < φ-, < 180° einschlössen können. Im Bild 13a ist eine Birnenartige Foπrf einer Verdampfungskammer dargestellt. Eine die Aerodynamik grund¬ sätzlich verbessernde Stromungsform wird durch eine Variation ( Zu- und Abnahme ) der Durchmesser des Verdampfungsschachtes vor/im Bereich einer Prallwand und danach und der Durchmesser der Verdamplungsquellen erzielt und ggfs. ein zunehmender Dampf- Stromungsquerschnitt mit abnehmender Distanz zum Diaphragma* entsteht. Es versteht sich, dass zur Vermeidung von Kondensation auch die Wandungen der Verdampfungs- und / oder Mischungskammern beheizt sind, und zwar vorzugsweise induktiv oder durch die Widerstandsmethode (iii) Interne Formen der Verdampfungskammern : Da die Komponenten konventioneller Verdampfungskammern in der Regel flüssig sind, wird der Dampf bei Verdampfungs¬ schächten parallel zum Erdbeschleunigungsvektor g. aber auch bei Winkeln 0^C </= σ._π </= 180° ( wobei α = W^τinkel zwischen flüssiger Oberfläche und Erdbeschleunigungsvelüor g an der Peripherie der ( ggfs. turmartig angeordneten ) Verdampfungsquellen ^"vorbei zum Diaphragma* geführt. Für den Fall 30° < α„ < 150° kann die Strömungsmechanik durch einen zentrischen Strömungskanal in der turmartigen Anordnung der Verdampferquellen unterstützt werden ( Bild 13a ). In jedem der möglichen Orientierungsfälle ( s. oben i könn zentrale Schächte für die Versorgung der Tiegel mit Schmelze genutzt werden ( Bild 13a ) und die Verdampfertiegel einer konventionellen Verdampfungskammer sind in der Lage. Legierungs-Schrott aufzunehmen, der eine bevorzugt flüchtige Komponente enthält und diese in einem kontinuierlichen Verdampferbetrieb entweder a) zur reinen Komponente und/oder b) zum in-situ Legieren direkt in ein neues Produkt eingesetzt wird.

Zur entsprechenden Rezyklage verwandt werden können Mg-Legierungen. Produkte mit Erdalkalimetallen ( Ca. Sr, Ba ). Seltene Erdmetalle ( eg. Magnete und Magnetwerkstoffe ) aber auch Al-Li-Legierungen und andere Li-haltige Produkte. Ebenso sind die Tiegel so konstruiert, dass grosse Mengen von elementarem Rohmaterial aufgenommen werden können und diese über die Verdampfung zu ultra-hochreinem Material verarbeitet wird/ werden. Besonders bei Rezyklage und/oder Verarbeitung zu einem Reinstoff wird die Strömungsmechanik innerhalb konventioneller Verdampfungskammern für sehr hohe Förderströme ohne Kondensation vor Abscheidung verbessert. Hierzu zählen kontinuierlic Querschnittsveränderungen zur Adaption der Strömungsgeschwindigkeit und ( makros¬ kopische, i.e. im Gegensatz zu transmembran-mikroskopischen ) Geometrieelemente mit sehr kleinen Widerstandsbeiwerten c ( Bild 13a 1. wie sie bereits im Diaphragma selbst eingesetzt werden ( cf. EP-Anmeldung 941 1 1991.9 ). Sie verhindern, dass sich in der konventionellen Verdampfungskammer grossere Strömungswirbel bilden, die eg. aufgrund von Abschattungen der Sogwirkung und/oder des Förderstromes durch Diskontinuitäten an den Kammer- und/oder Tiegelwandungen entstehen können und eine Erhöhung der Verlustziffer und eine Gefahr für vorzeitige Kondensation darstellen. Auch werden zur Reduzierung der Verlustziffer ζ etc. die Tiegel selbst abgeschrägt und/oder durch den Einsatz von Strömungselementen komplementiert ( Bild 13a ).

(\ ) Abgleich der Haupt-Diaphragmen untereinander, i.e. relativer Einfluss von S auf die individuellen, die Diaphragmen durchströmenden Förderströme q_v sowie dem resultierend Mengenverhältnissen q_v(n) / q_v(n+l ) etc., q_v(A-)/q_v(B:) etc.. Die notwendige Pump¬ geschwindigkeit S zur Vorhersage des notwendigen hydrostatischen Druckes p in ein Verdampfungseinheit etc. ergibt sich aus Anlagenauslegung ( cf. Extrinsisches Kontroll- formen .. ) und der Produktform in der Abscheidungskammer. p ist universell, da die zu verarbeitenden Stoffe und Stoffkombinationen universell sind unαist deshalb nicht gebunden an spezifische Vorgaben ( cf. [1] ). Die nachfolgenden Druckangaben gelten vorzugsweise für den Fall ohne "externen" Trägergaskreislauf für ein "Trapping" durch Nichtabscheidung ( cf. Dritter Teil der Erfindung ). In der mindestens einen Verdampfungs kammer ( eg. n ) oder A- für Komponenten mit relativ hohen Verdampfungsdrücken und relativ niedrigen Verdampfungstemperaturen wie Mg, AI, P, S. Ca. Sr, Ba, Ce, La. Pr, Nd. Sm. Gd. schwere Seltene Erdmetalle wie Tb. Dy, Ho, Er, Tm sowie für die bevorzugten Mischmetalle ( cf. EP- Anmeldung 941 1 1991.9 [6] ) werden Temperaturen zwischen 300° und 2300°C bei einem hydrostatische Druckbereich Δp von 1 bis 1000 mbar eingestellt. Über die vorzugsweisen Druckverhältnisse entscheidet die exakte Anlagenauslegung ( s. oben ) einschhesshch ein möglicher Einsatz von physikalischen Transportreaktoren ( PTRs eg. in n und/oder ( n+1 ) ( s. unten ).

In der mindestens einen Verdampfungskammer ( eg. n+1 ) oder B: für Komponenten mit relativ niedrigen Verdampfungsdrücken und relativ hohen Verdampfungstemperaturen einschliesslich der entsprechenden PTRs ( s. unten ) wie Be. B, AI. Si, Ti, V, Cr, Mn, Zr, F Co. Ni. Cu. Y. Nb. Hf Sm. Gd. aber auch für die schweren Seltenen Erdmetalle wie Tb. Dy Ho, Er, Tm. Yb sowie für die bevorzugten Mischmetalle ( cf. EP-Anmeldung [6] l werden Temperaturen zwischen 1200° und 3000°C bei einem hydrostatischen Druckbereich Δp von 0.01 bis 100 mbar eingestellt. Auch hier entscheidet über die vorzugsweisen Druck- Verhältnisse die exakte Auslegung der Gesamtanlage einschliesslich ein möglicher Einsatz von physikalischen Transportreaktoren ( s. Dritter Teil der Erfindung ).

(v) Zustandsbedingungen in Abscheidekammer und Kondensationsoberfläche: In der Konden¬ satorebene wird schliesslich ( eg. ( n+2 ) ) eine konstante oder annähernd konstante Ober¬ flächentemperatur zwischen -200° und 300°C. vorzugsweise zwischen -50° und 250°C an der Oberfläche des Rohlings oder Werkstückes im Moment der Dampfabscheidung ( un¬ gleich im Moment der in-situ Konsolidierung, s. nächster Abschnitt dieses Kapitels ) unter Berücksichtigung seiner thermischen Leitfähigkeit eingestellt dadurch, dass die Kühlleistung ( zum Kondensieren des Dampfes aus den vorbezeichneten Verdampfungs- und / oder Mischungseinheiten an der Kondensationsoberfläche ) und der Abstand des Kondensators an die zunehmende Dicke des Rohlings oder Werkstückes erhöht und/oder ggfs. angepasst. für eine gegebene Legierung oder einen gegebenen Reinst-Stoff diese Temperatur den Produkt¬ anforderungen ggfs. in kontrollierter Weise variiert wird und dabei eine Temperatur- Toleranz von +/-40°C, vorzugsweise jedoch von +/- 5°C nicht überschreitet, wobei der mit zunehmendem Wachstum des Rohlings oder Werkstückes sich erhöhende Abstand zwischen Diaphragma und Kondensator durch einen Mikroprozessor grob- und feingesteuert wird. Ferner wird der hydrostatische Druckbereich Δp in der Abscheidekammer ( 21 ) ( s. Bilder 1.2.9a.9b. l4.15a,15b ) und/oder der gesamten Abscheideebene auf 500 - 0.1 mbar. vorzugsweise auf 10 und 0.1 mbar eingestellt und hängt in seinem exakten Wert sehr stark von der genauen Auslegung der Kondensatorebene und des Gesamtverfahrens ab ( s. unten ).

(vi) Einsatz physikalischer Transportreaktoren ( PTRs. s. Dritter Teil der Erfindung ), die die Abdampfrate mindestens einer der die Produktionsrate Geschwindigkeits-bestimmenden Komponente unter Ausnutzung gezielter Strömungsverhältnisse und unter Einsatz linearisierter und nicht-linearisierter Dampfquellen mit und ohne Einsatz regionaler ( im PTR ) und globaler ( bezüglich des Gesamtverfahrens ) Strömungskreisläufe auch ohne exzessive Temperaturerhöhung gegenüber hydrostatischen Druckverhältnissen ( HSR ) signifikant erhöhen und dabei die Strömungstriebkraft vom assoziiertem Hauptdiaphragma ( eg. zwischen n und ( n+1 ) erhalten, cf. Dritter Teil der Erfindung ). Der Einsatz der PTRs ist ausschlaggebend für das abschliessende Gesamtdesign der Verdampfungsanlage. Für die Abdampfrate eines PTR spielt die Anordnung der Verdampferquellen untereinander und ihre Oberfläche sowie das Verhältnis dieser Anordnung zum Sogstrom eine wichtige Rolle bei der Bestimmung der Produktivität Q^max(S) einer Gesamtanlage des vorbezeichneten Dampfabscheideverfahrens.

11. Extrinsische Kontrollformen 11, hier Kondensatorebene

Diverse Verfahren schlagen zur Dampfabscheidung reziproke Kondensatorbewegungen und/oder die Abscheidung zu in mindestens einer Translationsrichtung gebogenen Rohlingen vor. Ein PVD-Rohling. dessen Oberflächentemperatur ( -Intervalle ) möglichst konstant und/oder klein gehalten und der ohne Vorverformung in der Strangpresse etc. verarbeitet werden soll, benötigt einen kontinuierlichen Batch-Betrieb in lateraler Bewegungsform ( eg. in einer, ggfs. horizonta¬ ler Ebene ). Ein kontinuierlicher Batch-Betrieb in lateraler Bewegungsform mit Rohlingen, deren Oberflächentemperatur ( -intervalle ) unabhängig von dieser lateralen Bewegungsform ist. erfordert für eine möglichst effiziente Raumausnutzung und resultierende Vakuumkontrolle aber eine kreisförmige oder kreisähnliche Bewegung der Kondensatoren.

11.1. Abgrenzung zur reziproken Kondensator-Bewegung

Während der Dampfabscheidung erwärmt sich derjenige Teil des Rohlings, der dem Dampf ausgesetzt ist. während der nicht-exponierte Teil wieder erkaltet. Der Nachteil des reziproken Plank-Kondensators gegenüber dem Kreisprozess besteht darin, dass die resultierenden Temperaturintervalle ΔT = T_maχ - T an den Enden des reziprok bewegten Plank- Kollektors mit der Lange des Kondensators und Rohlings gegenüber ΔT in der Mitte des Kondensators wachsen. 1 e dΔT = k - \y^_n und der Wert dΔT erhöht sich besonders für hohe Forderstrome ( Bild 1 1 ) Für eine möglichst porenfreie Herstellung massiver Querschnitte metastabiler Phasen ( cf EP- Anmeldung 941 1 1991 9 [6] ) mit möglichst geringem Umwandlungsgrad in Richtung Gleichgewichtsgefuge muss das resultierende Temperaturintervall ΔT jedoch so klein ie möglich gehalten werden

Der inhärente Vorteil von im Kreis bewegten Kondensatoren besteht dagegen in konstanten ΔT-Interv allen über die gesamte Kondensatorlange l_{j on}- I e dΔT = 0. sodass mit im Kreis, zumindest aber in der Ebene bewegten KondensatoroDerflachen das Oberflachentemperatur- mtervall ΔT besser homogeneisiert und minimiert werden kann Entsprechende, g-unabhangige Kreisprozesse stellen eine Grundvoraussetzung für grosstechnische Dampfabscheideverfahren dar. für die der Sogstrombetrieb ( analog zum Druckguss für Gussverfahren ) unerlass ch ist Folgerichtig ist deshalb auch der im Kreis oder einer anderen, möglichst Vakuum-effizienten, ggfs horizontalen Bewegungsform betriebene Batch-Betrieb für ein Sogstrom-betπebenes Dampfabscheideverfahren unerlasshch

11 2 Abgrenzung zu gekrümmten und/oder gebogenen/scheibenförmigen Rohlingsoberflachen

Ein grundsätzlicher Nachteil von auf Zylindern ( l e m t gekrümmter Oberflache ) und/oder auf Scheiben aufgedampften Rohlingen und/oder ( nach in-situ Konsolidierung ) resultierenden Werkstucken gegenüber auf flach-rechteckigen oder nahezu rechteckigen Kondensatoren ( Substraten ) aufgedampften Rohlingen besteht in der notwendigen Vorverformungs- und oder Bearbeitungsoperation vor der klassischen Weiterverarbeitung ( Walzen, Strangpressen etc ) Eine ' ex-sιtu"-Verarbeιtung ( einsch esshch makroskopischer Konsolidierung wie HIP ) ohne vorangeganger mikroskopischer Konsolidierung ( eg Mikrowalzen. s unten ) und/oder ohne Luftkontakt unverdichteter Poren ist bei über einen signifikanten Anteil ( stark ) gekrümmter Rohlinge praktisch nicht möglich Die entsprechende Vor- Verformungsoperation erhöht nicht nur die entsprechenden Betriebskosten, sondern gefährdet bei Matenalfehlern auch den Rohlin etc selbst Gegenüber Kondensatoren mit ( stark ) gekrümmten ( eg Zylinder- ) Oberflachen ergibt der flache Kollektor weitere Vorteile

- auf die Abscheideflacheneinheit bezogen relativ geringe, zu evakuierende Vakuumkammer¬ und Vakuumschleusenvolumina, was besonders für Sogstrom-betnebene Dampfabscheide- v erfahren eine Entlastung des Pumpensystems und der ggfs notwendigen Vakuumanlagen- Reinigungsarbeiten bedeutet

- relativ geringer Einfluss des "background pressure" ( Hintergrunddruckes ) auf die Kammer- dimensionierung. I e relativ effiziente Steigerungsmoghchkeiten der Tonnage hinsichtlich der notwendigen Vakuumkammertechnik ( I e hohe ( Abscheide- ) Oberflachen-zu- ( Vakuums¬ kammer- ) Volumen-Verhaltnisse )

- konstante Auftreffwinkel und/oder Auftreffwinkelbereiche der entsprechenden Dampf- traiektonen. somit relativ konstante Akkomodationskoeffizienten ( -bereiche ) ( s unten ) und dadurch die Möglichkeit zu pro Flächeneinheit hohen ( I e. spezifischen ) Abscheideraten und Dampfabscheide-Ausbeuten sowie bessere Kontrolle der Porosität, dadurch geringere Anforderungen an die / leichtere Mikro-Konsohdierung

- konstruktionstechnisch leichte Montage- und Auswechselmoghchkeiten von in-situ Konsohdi rungsanlagen ausserhalb des eigentlichen Abscheidebereichs ( 21 ) ( cf Bild 9a )

- konstruktionstechnisch relativ leicht zu realisierende Mehrfachabscheidung via ( 21 ) in einer Abscheideebene ( eg n+2 ) ( cf Bild 12 ). dadurch relativ hohe Abscheideraten bei relativ geringen ( Umdrehungs- ) Geschwindigkeiten des Kondensatorforderbetriebes, relativ geringe, auf den Impuls der Dampftrajektonen einwirkenden Stosskrafte bei hoher Kontroll- moghchkeit zur Vermeidung der Ausbildung einer zweiten Oxyd-Monoschicht zwischen den Abscheideinterv allen

- near-net-shape" - Produktion von Blechen ( als ggfs primäres Grossvolumen-Produkt inner¬ halb der Knetwerkstoffe )

TT »REGEL 26) - Anpassung entsprechender Abscheidesystem-Prototypen an Massenproduktion ohne die Notwendigkeit einer substantiellen Variation der Anlagenkonstruktion

11 3 Flachet ( ggfs horizontale! ) Batch-Betrieb und/oder Flache Scheiben

Die technischen Details sind in der Bildbeschreibung zu Bild 12 und zu Bild 14 und 1 gegeben Im Batch-Betrieb nach Bild 12 und Bild 14. sind die Kondensatoren von einer \ akuumkammer mit den Bereichen (31 ) und (34) umgeben, die ring- oder vieleckformig um eine koaxiale Hohl¬ welle ( 13j ) angeordnet ist In der Hohlwelle befindet sich eine Antriebswelle ( 13ι ) für den Transport des Kollektorsv siems. der von Schiebestempeln ( 24 ). Schiebebacken ( 25 ). Greifern ( 26 ) und Rolltischen ( 27 ) ( cf Bild 9a ) unterstutzt wird Die Hohlwellen sind ggfs in einem koaxialen Rohrstutzen ( 55 ) mittels zweier oder mehr Walzlager ( 56 ) drehbar gelagert ( cf Bild 15a.b ). Die Antriebswelle ( 13ι ) ist um eine g-unabhangige Rotationsachse A_R drehbar und mit den Kondensatoren durch in ihrem Innern konzentrisch angeordnete, hier nicht naher dargestellte Kuhlmittelleitungen für ein vorzugsweise flussiges Kuhlmedium direkt verbunden. Im Batch- System wird das Kuhlmedium über einen rotierenden Verteiler ( und Kollektor ) ( 13d ) in die Kondensatoren weitergeleitet und zum Kuhlaggregat ( 13f ) zuruckgeleitet Die Kondensatoren besitzen Kuhlkanale, die ggfs in Mäanderform ausgebildet sind ( Bild 12. Teil b) ) oder via einem kreisförmigen Leitblech ( 59 ) eine gezielte Fuhrung der Kuhlmittelstromung innerhalb des Kondensators ( "Plank" und/oder kreisförmige Scheibe ) ermöglichen ( Bild 15a.b ) Der Boden ( 53 ) der Vakuumkammern in der Abscheideebene ist der Äusformung der Dampf¬ schachte, ihrer Übergänge vom Verdampfungs- und/oder Mischungsbereich ( cf 19. 19b und 19c in Bild 14 ) zum Diaphragma* vor Abscheidung und dessen Form angepasst ( Kleinere, ggfs Pilot- ) Anlagen mit kreisscheibenformigen Kondensatoren besitzen eine konzentrische Öffnung in der \ akkuumkammer ( 51 ) zur Durchfuhrung der entsprechenden Hohlwelle ( 54 ) Dem¬ gegenüber besitzt der Vakuumkammerteil ( 34 ) für den Batch-Betrieb eine schlitzförmige und vakuumdichte, hier nicht naher dargestellte Führungsschiene, in der die Kuhlmittelversorgungs- leitungen rotieren Alternativ wird das gesamte Kuhlmittelverteilungssystem einschhesshch ( 13a ). ( 13b ). ( 13c ). ( 13d ) und ( 13ι ) in einer Vakuumkammer ( 13o ) untergebracht, die einerseits eine Vergrosserung des Vakuumkammer-Gesamtvolumens erfordert, andererseits die Führungsschiene erübrigt Ferner werden beide Losungen derart kombiniert, dass sich das Vakuumkammersystem in der Abscheideebene aus mehreren Vakuumkammern zusammensetzt und ein Mehrkammersystem mit stufenweise sich ändernden, partiellen Vakua ergibt 1 ) Der Dampfabscheidebereich ( 21 ) ( Seitenansicht ( 31 ) ). der durch die ( ggfs bewegliche ) Trenn¬ wand ( l ⁷ ) vom 2) Bereich der in-situ Konsolidierung ( 21a ) und durch ( ggfs bewegliche ) Trennsegmente ( 33 ) vom 3) Kammerunterteil ( 34 ) abgtrennt ist. sowie 4) die Vakuumkammer ( 13o ). die die Kuhlmittelfuhrung mit möglichst kleiner Kammerhohe aufnimmt und dabei entweder die Unterteile ( 34 ) v erbindet oder von ihnen zusatzlich abgetrennt ist

Der grosse Vorteil dieses Kondensator-Batchbetnebes hegt in der konstanten Lateralgeschwin¬ digkeit v . der Abscheideoberflache gegenüber den stark v arnerenden Oberflachen- ge^'schvvindigkeiten ω_Kon eines kreisfomigen Kondensators Daraus ergeben sich konstante h ffCFX- Werte, grossere Δh _ff-Bereιche für α_A = O = 1 und entsprechend besser kontrollier¬ bare Forder- und Abscheideieistungen Q(x) und Q(A) ( s oben ) Mit den nachfolgenden Alternativen für Dιaphragma -Bauteιle w ird allerdings auch für kreisförmige Kondensatoren und Kondensatoren mit beliebig unterschiedlichen Oberflachengeschwindigkeiten eine hohe Dampfabscheideeffizienz moghch Die Diaphragma-Bauteile zur Kontrolle der Förderleistung sind elementare Voraussetzung der unter anderem mit v _Kon und ω_Kon feinadiustierten Abschei- deleistung und der durch sie aufrecht erhaltenen Druckgradienten sowie des durch die kontrollierte Abscheideleistung ermöglichten kontinuierlichen Betriebes des vorbezeichneten Verfahrens. Das vorbezeichnete Dampfabscheideverfahren ähnelt dadurch dem "melt-extractio - Verfahren und seiner zuletzt aus ihm hervorgegangenen, weiterentwickelten Variante, dem "melt overflow"-Verfahren ( cf. Fig. lόa.b ). Beim "melt extraction" werden mittels einer über die Schmelzoberfläche fahrenden, ggfs. gekerbten Walze ( Trommel ) dünne Schmelzschichten auf die Trommeloberfläche "gezogen" und durch nachfolgende rasche Erstarrung entsprechend zum Teil sehr breitbandige Folien erzeugt ( cf. [11] ). Das "melt-overflow" Verfahren ist eine Weiterentwicklung des "melt extraction" derart, das eine kontrollierte Schmelzmenge durch überfliessen einer Barriere der Trommel zugeführt wird. Während beim "melt extraction" die Triebkraft zur Folienherstellung noch allein in der Umdrehungsgeschwindigkeit der Trommel lag. bestimmt beim "melt overflow" - Verfahren die Umdrehungsgeschwindigkeit im Wesent¬ lichen die Qualität der resultierenden Folien, während die Triebkraft zur Folienherstellung durc die Nachführung der Schmelze und dem resultierenden Höhenstand / Pegel der SchmelzoToer- fläche bereitgestellt wird.

Ähnlich ermöglicht im vorbezeichneten Dampfabscheideverfahren der Kondensator eine Art "vapour extraction" aus der Mischungs- oder ( letzten ) Dampfkammer mit dem Unterschied, dass die PD die Förderleistung und im Zusammenspiel mit dem Zustand der Oberfläche des abgeschiedenen Rohlings ( Geschwindigleit, Rauhigkeit, Temperatur etc. ) den Akkomodations koeffizienten und die resultierende Abscheideleistung kontrolliert. Entgegen dem Nachführen und damit dem Höhendruck der Schmelze besorgt nunmehr der von der Pumpgeschwindigkeit abhängende Vakuumkammer-Unterdruck die Triebkraft für den Stofftransport ( und nicht die Geschwindigkeit etc. der Substratoberfläche, obwohl er sich natürlich über den resultierenden Akkomodationskoeffizienten indirekt vermittelt ), während der Zustand der Substratoberfläche einschliesslich ihrer Geschwindigkeit die Qualität des abgeschiedenen Produktes und einen kontinuierlichen Schichtaufbau erlaubt, der das ( Vor- ) Kompaktieren ( entsprechender "flakes von aus kleingehexelten, aus der Schmelze hergestellten dünnen Folien etc. ) in der weiteren Verarbeitung erübrigt. Die Mäanderform des internen, im Kondensator eingefassten mindesten einen Kühlkanals garantiert dabei die effiziente Ausnutzung einer gegebenen Kühlleistung pro Einheit einer gegebenen Abscheideoberfläche eines gegebenen Kühlsystems sowie ein homo- genens metastabiles Materialstruktur- und/oder Phasenprofil in der y-/z -Translation des abge¬ schiedenen Rohlings ( s. Bild 17 ).

Der Sogstrom als die kennzeichnende Triebkraft des Gesamtstofftransportes im vorbezeichne¬ ten Verfahren ist die Grundlage für seine vielseitige Anwendbarkeit einschliesslich dem Rezyklieren von Strukturmaterialien über die Dampfphase ( Distillieren ) wie Magnesium- und/oder Al-Li-legierungen und insbesondere auch derjenigen Legierungen, die mit diesem Verfahren selbst hergestellt werden ( cf. PCT-Anmeldung PCT/EP/02882 vom 19. Juli 1995 ). Während der Stoff trän Sport in herkömmlichen Dampfabscheideverfahren vom Druckstrom angetrieben wird, welcher lokal zu Überdrücken und damit zu lokal häufigeren Zusammen- stössen der Elementarteilchen in der Dampfphase gegenüber dem Durchschnittswert einer entsprechenden Vakuumkammer und somit zu einer erhöhten Kondensationsgefahr führt, besor der Sogstrom das Gegenteil: lokale, regionale und steuerbare Unterdrücke sowie eine optimale Kontrolle der Verfahrens-spezifischen Kondensationsgefahren. Während im Druckstrom- angetriebenen Dampfabscheideverfahren das Element mit dem niedrigsten ( Sättigungs- ) Dampfdruck Geschwindigkeits-bestimmend für Produktivität und dem Rest ( Amortisierung, Attraktivität etc. ) ist. sind diese Faktoren im vorbezeichneten Verfahren primär von den operativen Akkomodationskoeffizienten θ_j(α_A) und ihrer verfahrensspezifischen Steuerung abhängig und nur indirekt über die Dampfforderleistung an den Sättigungsdampfdruck der involvϊerten Komponenten abhängig, somit in erster Linie eine frage der Funktionsfähigkeit de Diaphragmen ^'. Von der Funktionstüchtigkeit der Diaphragmen hängt dann auch die Kontrolle des Einflusses Pumpen-spezifischer Unregelmässigkeiten wie Pumpfrequenz-bedingte Unter¬ druck-Schwingungen ab. Mit dem vorbezeichneten Verfahren wird zum ersten Mal eine Damp abscheideverfahren bereitgestellt, das in seiner Gesamtfunktion kohärent ist. Zweiter Teil der Erfindung- Membranprinzipien und Membranalternativen. Erweitertes (Haupt-) Diaphragma— Design ( I )

Das in EP- Anmeldung 941 1 1991 9 beanspruchte und hier erweiterte Verfahren enthalt ggfs mindestens eine Vakuumkammer mit einem Mischungsbereich zur chemischen ( i.e via Pαrtial- dampfdruck- ) und physikalischen ( Dichte- ) Vergleichmassigung der mindestens einen Komponente im Dampfstrom, die aufgrund der beanspruchten prinzipiellen Bauformen für die notwendigen Poren-Diaphragmen nicht nur eine bedienungsfreundhche. sondern auch eine präzise Kontrolle der Konzentration des sich abscheidenden Dampfes unter dem Gesichtspunkt relativ hoher spezifischer Abscheideraten bei hohen Abscheidetemperaturen von mindestens einer der Komponenten ( wie zum Beispiel von Magnesium ) und sehr unterschiedlicher Verdampfungsdrucke und/oder Verdampfungstemperaturen der Komponenten gewahrleistet Dieser Aspekt gewährleistet eine ausgesprochen hohe Homogeneitat ( I e Inhomogenitäten < 0.2 Gew .% pro μirr für einfache, mindestens aber < 1 Gew % pro μm² selbst für sehr komplexe Legierungen ) und ist besonders hinsichtlich der resultierenden mechanischen Eigenschaften von grossem Interesse, da diese sehr konzentrationsabhangig sind und die Anwender ( ggfs präzise ) Spezifikationen verlangen Dieser Zweite Teil der Erfindung bezieht sich deshalb auf weitere Optionen, die Kontrolle der Konzentration und damit der resultierenden chemischen ( Verteilung der Legierungsbestandteile ) und physikalischen ( Verteilung der resultierenden Phasen und Gitterfehler ) Homogeneitat im Produkt zu optimieren.

Das in EP-Anmeldung 941 1 1991 9 beanspruchte Diaphragma besteht aus Bifurkationen, Geometrieelementen mit grossen und kleinen Widerstandsbeiwerten c_F ( dt. c_w ) an definierten Orten, aus Stromungs-Senenwiderstanden mit und ohne transmembranen Differentialvolumen, die durch Stromungsverzweigungen ( und Bifurkationen ) entstehen, und aus Aperturen. Ferner werden Kombinationen aus Diffusoren und Düsen vor Bifurkationen beansprucht. Im folgenden Teil werden diese Diaphragma* -Elemente weiter spezifiziert und neue Diaphragma* - Elemente hinzugefugt, die die Porenmembrantechnik des vorbezeichneten Dampfabscheideverfahrens an die Verschiedenheit der Kombinationen der Komponenten anpasst. die über die Dampfphase miteinander legiert und / oder vermischt werden. Die Frage, auf die es zunächst ankommt, ist "Wie bedienungs- und artungsfreund ch funktioniert das Verfahren⁹" ( cf. EP- Anmeldung 941 1 1991 9 und Erster Teil ). Zu den Aufgaben der Porenmembran Diaphragma (PD) zahlen

1 Reservoirbildung

2 Lokale Zustandsanderung ( insbesondere PD-Typ 1 ) zwecks Kontrolle der makroskopischen Zustandsanderung innerhalb der Gasphase zwischen den Anlageneinheiten.

3 Hoher Forderstrom unter Berücksichtigung von 1. und 2 . Gerade hier wird deutlich, dass ein Stromungswiderstand keine Losung offeriert, da er zwar hohe Forderströme, evt. sogar eine Reservoirbildung ermöglicht, nicht jedoch lokale Zustandsanderungen dT/dx, dp/dx und/oder dV/dx insbesondere bezüglich kontrollierter Abscheideleistungen ( s. oben ).

4. Ko-Steuerung der Dampfabscheidung. mit Bezug auf 1. bis 3., I e. lokale Zustandsanderungen zwecks Kontrolle der makroskopischen Zustandsanderung einschhesshch Aggregatwechsel ( insbesondere PD-Typ 2 ). dabei Wechselwirkung zwischen Förderleistung und Lateral- geschw indigkeit des Kollektorsystems

Mit der Übernahme einer aktiven T/p-Steuerung und resultierenden Verfahrenskontrolle durch die PD-Membran w ird ein dynamisches Gleichgewicht geschaffen, das einerseits von den Boyle-Maπotte Bedingungen und andererseits von der geforderten Dampfabscheideproduktivitat diktiert ist Ohne die aktiv_'e T/p-Steuerung durch die PD ist entweder nur eine hohe Forder¬ leistung ohne lokale T/p-Kontrolle möglich oder umgekehrt. Bei einem Dampfabscheideverfah- ren rruf kontrollierter Synthese. 1 e dem Legieren in der Dampfphase ist die Optimierung der Verdampfungsrate der Geschwindigkeits-bestimmenden Komponente(n) ( eg. mit einem Schleppeffekt, cf Dritter Teil dieser Erfindung ) allerdings solange sekundär, solange die Losung f_ür die Sogstrom-kontrolherende Membrantechnik keine ausreichend wartungs- und bedienungs¬ freundhche sow ie zuverlässige Kontrolle des Ruckhaltevermogens ( Reservoirbildung ) und der transmembranen Zustandsanderung. I e F_D. gewahrleistet Kontrolle der Reserx-oirbildung und transmembraner Zustandsgradienten

Nach dem Impulssatz ist die Änderung des Strömungsimpulses I = m * v ( m = Strömungsmasse v = Strömungsgeschwindigkeit ) im Strömungskanal ( mit Index 0 ) gleich der von aussen wirkenden Kraft, i.e.:

F_Q = dl₀ / dt = d(m₀v₀) / dt ( 35 ) und unter Berücksichtigung des klassischen Strömungswiderstandes für strömende Medien wird daraus:

∑F_Q = Fp - F_F = ( dq_m-0 ) ( v, - v, )_{m T} = ( dm₀ / dt ) ( v₂ - v, )_{m T}

= ( d(q_{v 0}p₀) / dt ) ( v, - v, )_{m T} = ( d(A₀v₀ p₀) / dt ) ( v, - v, )_m ( 36 ) i.e. nur die Differenz der Geschwindigkeit des ( eg. an Position 1 ) einströmenden und des ( eg. an Position 2 ) ausströmenden Mediums hat eine Bedeutung für die Umgebung ausserhalb des entsprechenden Strömungswiderstandes. Beim Strömungswiderstand sind Masse m- und Tem¬ peratur T, und in erster Näherung auch die Dichte P_| ( n.b. die Kompressibilität eines Gases im Strömungskanal bedeutet keine Einschränkung für die nachfolgenden Ausführungen ) des pro Zeiteinheit in einem klassischen Strömungswiderstand einströmenden Förderstromes q identisch ( i.e. konstant ) mit der Masse m->, Temperatur T^ und Dichte p₂ des pro Zeiteinheit aus dem Strömungswiderstand ausströmenden Mediums. Deshalb ist der stationäre Strömungszustand in einem Strömungswiderstand vom (i) lokalen Strömungsquerschnitt A₀ und (ii) der ( lokalen ) Oberflächenbeschaffenheit und (iii) der ( lokalen ) Form des Strömungswiderstandes diktiert. Im stationären Strömungszustand ist die Summe ΣF₀ der im Strömungswiderstand operativen Kräfte, i.e. F = fn(A) und Fp = fn( ii und iii ) nicht nur eine Vektorsumme vom Betrag der Differenz der Impulskräfte bei Austritt ( eg. mit Geschwindigkeit v₂ ) und bei Eintritt ( eg. mit Geschwindigkeit v. ) in einem definierten Bereich eines durchströmten Querschnitt A₀, i.e. A₀( £-> - E_] )- sondern sie bedingen auch einander, i.e. Fp und F_p sind durch sich selbst definiert und heben sich ggfs. durch sich selbst auch wieder auf.

Dagegen wird mit der Porenmembran Diaphragma der transmembrane Strömungsimpuls operationalisiert und die Beziehung zwischen F und Fp durch die Kraft Fr--, der Porenmembran anlagentechnisch entkoppelt. Im Gegensatz zum klassischen Strömungswiderstand ist der trans¬ membrane Stofftransport beim Diaphragma* - kontrollierten Dampfabscheideverfahren nicht nu mit einer Änderung der transmembranen Strömungsgeschwindigkeit v verbunden, sondern ggfs. auch mit einer Veränderung der transmembranen Strömungstemperatur T und oder einer Reduzierung der transmembranen Fördermasse m und/oder der Dichte p der transmembranen Dampfströmung von einer zur nächsten Anlageneinheit des Dampfabscheideverfahrens. Nach EP - Anmeldung 941 1 1991.9 [6] setzt sich F_D zusammen aus:

F_D = F_p - F_F ( 37 ) i.e. der Differenz aus F_p ( das sind die äusseren ( Druck- ) Kräfte, die auf das strömende Gas oder den strömenden Dampf wirken ) und dem klassischen ( inneren ) Strömungswiderstand, Fp. wobei (von Ausnahmen abgesehen, i.e. für F_D < F_s und Fp, = ca. F_s, s. Dritter Teil der Erfindung), vorzugsweise jedoch F_D>Fp. Fp besteht aus dem Strömungswiderstand, der durch ( externe ) Reibung zwischen Strömung und der ( den ) Fläche(n) der transmembranen Rohr¬ innenwandung sowie durch Turbulenzen und den resultierendem hydrodynamischen Druck¬ verlusten ( entsprechend den hydrostatischen Druckerhöhungen ) entsteht.

F_D erhöht dagegen den Druckgradienten, ohne F_F zu erhöhen und ist deshalb die Differenz aus Fp und F_p. Für gegebene F_p steigt F_D in dem Masse, wie Fp sinkt und umgekehrt. Zur Vergrös- serung der spezifischen Förderleistung Q(S) ( i.e. Q (S) und Q_m(S). saunten ) werden deshalb die transmembranen Verlustziffern ζ der Porenmembran Diaphragma* minimiert. So kann die Reibung zwischen Strömung und Strömungskanal-Innenwandung unter den Bedingungen einer laminaren Gas-Stromung durch das Diaphragma* in erster Näherung vernachlässigt werden ( c EP - Anmeldung 941 1 1991 9 ) Deshalb enthalt F_D auch diejenigen Anteile, die ohne die Mass nahmen zum Aufbau von F_D ( cf Kapitel Bifurkationen ) notwendigerweise nur F_p erhohen wurden ( eg transmembrane Krummer, transmembrane ( nicht direkt am Ausgang ' ) Strömung kanalverengungen etc. )

Def. — > Die Kraft des Diaphragmas* F_D ist gegenüber den Reibungswiderstanden F_F des klassischen Stromungswiderstandes eine zusätzliche Kraft zum Aufbau eines Ruckhalte- vermogens mit resultierendem Dampfreservoir in einer ( eg konventionellen) Verdam¬ pfungskammer, ohne Reibungsverluste und ohne Stofftrennung zu verursachen, die unter anderem zur Unterstützung und/oder Kontrolle des resultierenden makroskopischen Zustands¬ gradienten über die entsprechende Schnittstelle w ahrend des ( auch vom Reservoirzustand abhängenden ) transmembranen Stofftransportes ( cf EP- Anmeldung 941 1 1991.9 ) einschhess¬ hch kontrollierter Dampfabscheidung eingesetzt wird

Das Dampfreservoir steht in einem von der Pumpgeschwindigkeit über den Unterdruck erzwungenen Kommunikationszustand mit anderen Reservoirs, wobei der von der Poren¬ membran entlassene Dampf im Vergleich zum in dieselbe Porenmembran einströmenden Dampf ausgedehnt und/oder beschleunigt wird Fp schhesst einen von der Sogkraft erzwungenen Druck¬ gradienten dp/dx. i.e Fp = fn ( dp/dx ) unα die resultierende Sogkraft am Stromungsausgang des jeweiligen Stromungskanales und alle lokalen Triebkraftwechsel wahrend des transmembranen Stofftransportes mit ein ( I e. F_p = fn(F_Soσ), wobei F_s = fn(dp/dx), n.b. lokale Triebkraft¬ wechsel im Stromungskanal von Druck zu Sog haben Besondere Bedeutung für das Design der physikalischen Transportreaktoren, s. Dritter Teil )

Dem stationären Stromungszustand in der Porenmembran Diaphragma ist ggfs. ein instationarer Stromungszustand

Öq /δt = δq /δx * δx/δt ( 38 ) überlagert ( n.b q = Forderstrom ), der von F_j-, induziert wird. So fuhrt der Einsatz eg. trans- membraner Bifurkationen zu einer dauerhaften Differenz zwischen dem von einer Kammer in die Porenmembran einströmenden Forderstrom q zum in die anschhessende Kammer ausströmen¬ den Forderstrom q Die Kreislaufstromung resultiert in einem instationaren Stromungszustand besonders dann, wenn der Dampfstrom bei der transmembranen Passage vor Separierung über eine Bifurkation erwärmt wird

Ferner enthalt die von einer durch T-, m-, und/oder p-Veranderung(en) induzierte Geschwindig- keitsveranderung der membranen Strömungen auch einen instationaren Anteil infolge des Wechselspiels labiler Stromungszustande. die in gekrümmten Stromungs- und/oder Bifurkations- bereichen als eine Folge gezielter Stromungsfuhrungen auftreten und vergleichbar sind mit den Oszillationen wahrend des Wachstums an einer Dendritenspitze. Hierzu zahlen Ablösung und Übergang instabiler Wirbel in die stabile Strömung und Ablösung und Übergang instabiler Stromungsgrenzschichten in stabile Wirbelzonen ( Todstomungen ) Zum Verständnis: im vorliegenden Dampfabscheideverfahren wird unterschieden zwischen turbulenter Strömung ( eg mit logarithmischen oder exponentiellen transversalem Stromungs-Profil. wobei die Grosse der (Mikro-) Turbulenzen « Stromungskanaldurchmesser d₇ oder ( für einen Krummer ) « d_k ) sowie Turbulenzen ( einschhesshch Wirbelstrassen ) und (turbulente) Todstromungen. deren Abmessungen Grossenordnungs-massig im Bereich von d liegen. Die resultierenden lokalen Ver_änderungen der transmembranen Stromungsgeschwindigkeiten überlagern und dominieren ggfs eine Zustandsanderung bei Strömung durch einen vergleichbaren klassischen Stromungs- iderstand und demnach auch isolierte Anlagen-technische Massnahmen in und an einem ( transmembranen ) Stromungskanal nach (ι) - (in), s. oben )

Die durch die vorbezeichnete Erfindung erzielten transmembranen T-. m- und/oder p-Verande- rungen der ( transmembranen ) Strömung kontrollieren die transmembrane Zustandsverande- rungen einschhesshch Geschwindigkeit. Forder- und/oder Massenstrom und ihre stationären und instationaren Veränderungen, wahrend isolierte Massnahmen unter den klassischen Bedingung nach (1) - (in) keinen signifikanten Vorteil für das Dampfabscheideverfahren anbieten Der qu instationare Dauerzustand der transmembranen T- und/oder m- und/oder p-Veranderungen w ir zum durch das Produkt gesetzten Betnebszustand Bewusst in Kauf genommene instationare Zustande beschranken sich voll durchmischte Dampfe, 1 e auf Porenmembranen direkt vor der Abscheidung und/oder auf Porenmembranen zur Kontrolle des Forderstromes der Legierungs¬ komponenten sowie des Forderstromes für die Dampfabscheidung reiner Komponenten, w ahre sie bei Porenmembranen zur Kontrolle der Hauptkomponenten von Legierungen möglichst weitgehend eliminiert werden

Steuervariablen zur Kontrolle des transmembranen Stromungsimpulses

1 Oberflachengute ( Rauhigkeit Δ )

Eine gegebene Anlagenauslegung des vorbezeichneten, von einer Porenmembran kontrollierte Dampfabscheideverfahrens mit ( vom Produkt ) vorgegebenen Anforderungen an die trans¬ membranen Zustandsgradienten ( dp/dx. dT/dx durch die entsprechenden Komponenten ) und die Reservoirbildung ( FQ eg durch Konzentration und Forderstrom ) erfordert aus mehreren Gründen eine ( lokal ) hohe transmembrane Stromungsgeschwindigkeit v_Q, darunter

1 Maximierung des ( globalen ) Forderstromes q_v ( oder q_m, der proportional zur Re-Zahl Re = v₀ * D_H / v ist, s unten ) bei durch die Anforderungen an dp/dx, dT/dx und F_D gesetzten Limitierungen an den maximalen hydraulischen Durchmesser bei Eintritt in die Porenmembran

1 e D_{H j}(max) der entsprechenden transmembranen Stromungskanale

2 Optimierung des transmembranen ( I e regionalen ) Warmetransfers ( i.e. der Nusselt-Zahl, cf nächstes Kapitel ) von der überhitzten Porenmembran auf den relativ "kalten" Dampfstrom vor Eintritt in die Mischungskammer

3 Maximierung des Druckverhaltmsses zwischen Strömung bei Eintritt in die Porenmembran. P_j, und Dampfdruck in der entsprechenden Verdampfereinheit, p _t, bei Einsatz von Bifurkatio nen zum Aufbau eines Bifurkations-Ruckstromes mit p_B bei Ruck-Eintritt in die entsprechende Kammer, sodass

^PI > ^PB > ^P,m ⁽ 39 ) I e Maximierung des lokalen Impulses an Bifurkationen ( cf übernächstes Kapitel )

4 Maximierung der ( regionalen ) Ausbeute bei Abscheidung ( I e ungestörte Abscheidung üb eine kontrollierte Distanz hinter dem letzten Diaphragma* hinaus bis auf die Kondensationsobe flache, 1 e Minimierung der Abscheideverluste, der Kontamination der Abscheidekammer, des Pumpensystems einschhesshch der Belastung ggfs vorgeschalteter Gaswäscher, Dampfabschei der, Zyklone etc ( s weiter unten ) )

Zur effizienten Übersetzung einer gegebenen Pumpleistung oder Pumpkapazitat eines gegeben Pumpsystems in transmembrane Stromungsgeschwindigkeit ist deshalb eine Minimierung der Reibungsverluste z ischen transmembraner Strömung und transmembranen Stromungsfuhrun- gen ( und/oder - Wandungen, wozu ungekrummte und gekrümmte Stromungskanale. Rohren, Poren, Wärmeaustauscher. Diffusoren. Düsen. ( separierende und zusammenfuhrende ) Bifurka tionen, Krummer, Ventile etc gehören ) unerlasshch Die effektive Verlustziffer pro Einheits- lange eines ungekrummten Stromungskanales, λ.«*. ist für Re-Zahlen < 2000 nur von der Re¬ Zahl abhangig ( cf Bild 1 ) Für Re > 2000 ( bei homogener Rauhigkeit etwa bei Re > 4000 ) λ_eff ebenfaiϊs^'von der relativen Rauhigkeit

Δ = Δ / D_H ( 40 ) und damit von der mittleren Hohe einer individuellen Unebenheit. Δ, und dem hydraulischen Durchmesser D_H abhangig wobei eg für den zirkulären Querschnitt D*. = D₀ den rechteckigen Querschnitt Dπ = 2 ( a₀*b₍₎ / ( a₀ + b, den ringförmigen Querschnitt D_H = D_eλt - D _t und für einen behebigen Querschnitt D_H = 4 - A_Q/ U mit D = Durchmesser, a₀ = Hohe und b» = Breite und D_eλt = ausserer und D_ι = innerer Durch¬ messer und A₀ = Stromungsquerschnittsflache und U = Umfang des jeweiligen Stromungskanals Oberhalb eines Re-Zahlenbereiches von

Re > 560 * D_H / Δ ( 41 )

( bei homogener Rauhigkeit für Re > D_H - ( 217 6 - 382 2 log ( Δ/Dp-) ) / Δ ) ist λ_eff nur noch von der relativen Rauhigkeit Δ abhangig Aufgrund der Limitierung in D_H. I e für gegebene D_{H j}(max) ist auch Re zu grosseren Werten und Δ zu niedrigeren Werten vom absoluten Wert Δ limitiert Es versteht sich deshalb, dass für hohe Forderstrome etc nicht nur hohe transmembrane Stromungsgeschwindigkeiten, sondern auch möglichst niedrige Δ-Werte unerlasshch sind Eine Grundvorraussetzung für den transmembranen Stofftransport bei hohen Re-Zahlen ist deshalb eine ( möglichst ) glatte Rohrinnenwandung oder ( möglichst ) viele glatte Rohrinnenbereiche

Technische Losungen und Anspr che ( in Verbindung mit dem vorbezeichneten Verfahren )

Zu den Methoden zur Erzielung einer sehr glatten, zumindest aber kontrollierten Oberflache ( ngüte ) transmembraner Kanalinnenwandungen, i.e. mit möglichst geringen Δ-Werten zahlen

1. das Polieren der ( Kern- ) Materialien ( eg Stahle, Superlegierungen, Intermetalhcs etc. ) und der ( eg. Refraktar- ) Uberzugsschichten, wobei die Innenwandungsrauhigkeiten metallischer Stromungskanale einsch esshch solcher mit einer ( Refraktar* metall)- oder keramischen etc. ) Schutzschicht gegen Abrieb. Korrosion etc liegen, und zwar bei Inbetriebnahme vorzugsweise im Bereich von 0.1 - 10 μm. maximal jedoch nicht oberhalb eines Bereiches 5 μm < Δ < 300 μm und/oder

2 der Schutz vor Feuchtigkeit und Korrosion ausserhalb des Betriebes, der ggfs durch eine Versiegelung der Anlage unter Vakuum und/oder Schutzgas ( N-,, Ar etc. ) erzielt wird, wobei eine sehr glatte Oberflache der Rohrwandung besonders im Bereich der Bifurkationen ( i.e. Teilstrommengenabzweigungen. cf. EP- Anmeldung 941 1 1991.9 [6] ) zur Impulserhaltung bei Ruckstromung über Bifurkations-Ruckstromkanale ( s oben ) und/oder für Diaphragmen vor der Abscheideebene ( Typ 2 der Diaphragmen*, cf. Erster Teil ) einschhesshch der Geometne- elemente zur Stromungsfuhrung an entsprechenden Stromungsausgangen und/oder an Serien¬ widerstanden m t oder ohne transmembranem Dampfreservoir sehr wichtig ist und die Anzahl von Schweisstellen, Wülsten. Dichtungsfugen etc. insbesondere in diesen Bereichen wie auch ganz allgemein in den transmembranen Stromungskanalen minimiert wird und/oder

3. der Einsatz von Membranwerkstoffen aus ( unpoherten ) Keramiken, Stein, Beton, Zement, Holz etc und oder entsprechenden ( unpoherten ) Schichten, wobei die entsprechenden Δ-Werte bei Inbetriebnahme vorzugsweise im Bereich von 0001 - 0.8 mm, maximal jedoch nicht ober¬ halb eines Bereiches von Ö 3 < Δ < 9.5 mm liegen, und die relativ rauhe Membranwandungen unabhängig vom Membranmaterial in Bereichen eingesetzt werden, in denen lokal ein hoher Stromungswiderstand und/oder Grenzschichten mit hohem Wärmeaustausch eg zur Herstellung grosser transmembraner dT/dx-Gradienten gefordert ist ( cf. EP- Anmeldung 9411 1991.9 [6] ) a) Bei Geometrieelementen in mittlerer Distanz "h" vor der Einströmung in das Diaphragma zur Maximierung von Vermischungsvorgangen und/oder lokalen Turbulenzen b) Diaphragmen* vom Typ 1, i.e im Bereich transmembraner ( I e Partieller ( Dampf- ) Reser¬ voirbildung im Diaphragma* selbst und/oder bei lokalem Einsatz von Wärmeaustauschern, bei denen eine turbulente Strömung bevorzugt ist ( cf nächstes Kapitel ) Turbulente Strömung tritt ab v > v _j auf. wobei v _]|m bei heterogener Rauhigkeit ( mit v = η/p, cf S 75 ) v_hm = 26.9 * v / Δ ( 42 ) und Δ lokal eine wichtige Konstruktionsvariable zur Erhöhung der Nu-Zahl ist. Der w ⁿichtigste Unterschied zwischen den Geometrieelementen und den Strömungskanälen und/oder -kanal- bestandteilen besteht darin, dass die Geometrieelemente von der Strömung «mströmt werden, letztere dagegen von ihr ι/rc/zströmt werden. Gewollte Turbulenzen ( eg. vor Strömungseinlas und Unterdrückung der Turbulenzen unter anderem am Strömungsausgang ) sind deshalb in erster Linie von weiteren Einzelheiten der Porenmembran ( cf. nächste Kapitel ) abhängig.

2. Transmembrane Strömungskanäle mit (i) Wärmeaustauschern und (ii) D^-Erweiterungen ( Diffusoren ) und/oder (iii) transmembranen Plasmakanonen

Mit dem abgestuften Unterdruck-Kammersystem des vorbezeichneten Dampfabscheide¬ verfahrens wird gegenüber herkömmlichen Dampfabscheideverfahren eine globale ( makros¬ kopische ) Ausrichtung aller Dampftrajektorien in Richtung Abscheideebene unabhängig davo erzielt, inwieweit in einzelnen Abschnitten des Verfahrens ( regional ) zum Beispiel durch Tiegel, Abprallplatten in der Mischungskammer etc. eine Ablenkung der Globalstromes ( Globaltrajektorien ) erfolgt. Femer werden mit Trompeten-artigen und/oder Diffusor ( -artige und/oder Lavaldüsen ( -artigen ) Strömungskanalausgängen einschliesslich Geometrieelemente mit kleinen Widerstandsbeiwerten kurz vor Abscheidung die turbulenten Anteile in der Grenz¬ schicht und damit die Reibungsverluste minimiert, um eine bessere Kontrolle über den Impuls des Dampfstromes über die Distanz zur bewegten Dampfabscheideebene hinaus auszuüben ( cf EP-Anmeldung 941 11991.9 [6] ). In beiden Fällen wird eine effizientere Dampfabscheidung durch Kontrolle über die makroskopische und mikroskopische Bewegung der Dampfatome und/oder Moleküle gegenüber einer Bewegung ausgeübt, die in einem konventionellen Dampf¬ abscheideverfahren, i.e. in einem Kammersystem ohne von einer Porenmembran kontrollierte ( ransmembrane ) Druckgradienten erzielt wird. ad (i) Für die Erwärmung grosser Fördermengen bei grosser Strömungsgeschwindigkeit auf möglichst kurzer Distanz vor Eintritt in die "hot-zone" = Mischungskammer ist dagegen eine molekulare Strömung, i.e. eine turbulente Grenzschicht mit v = ( 3 kT / m )^{0 5} = ( 3 RT / M )⁰-⁵

( nb. m = Molekükgewicht, M = Mol-Gewicht ) vorteilhaft ( cf. Bild 19 ), wobei in der Praxis V _pjγ ein Drittel des theoretischen Wertes selten überschreitet. Reibungsverluste durch molekular Grenzschichtbewegungen und/oder Strömungen sind ( innerhalb bestimmter Grenzen ) ein Beitrag zur effizienteren Aufheizung und können gegenüber homogener Oberflächenbeschaffe heit durch eine a) heterogene Rauhigkeit gleicher Güte, b) grossere Absolutrauhigkeit und c) reduzierten Einströmquerschnitt Du _{ induziert werden ( cf. vorangegangenens Kapitel ). Ferne steigt für eine gegebene Geschwindigkeit und Rauhigkeit die Erwärmung mit d) dem Betrag der Kontaktfläche zwischen Wärmeaustauscher und Strömung. Zur Aufheizung eines Gases oder Dampfes beim Übergang von der Verdampfungskammer mit Temperatur T- in eine Verdam¬ pfungs- oder Mischungskammer mit T₂. wobei T-, > T, , ggfs. T₂ » T, , wird deshalb ein über¬ hitztes, feinmaschiges Gitter in den Stromungskaήal eingesetzt, obei die Maschengrösse so gewählt wird, dass die Pumpgeschwindigkeit pro Einheitsfläche des Maschenquerschnitts, i.e. S/A mit

A = q/v = q M / 3 RT )⁰-⁵ einen Wert von 10 l/( cm²*sec ) nicht übersteigt und vorzugsweise im Bereich von 0.01 bis 5 l/( cm²*sec ) liegt. Kompakte Wärmeaustauschflächen werden durch waffelartig angeordnete und/oder über Kreuz ineinander geschachtelte dünne Plättchen erzielt, die vom Gas oder vom Dampf beim transmembranen Stofftransport parallel durchströmt werden. ad (ii) Mit zunehmender Erwärmung steigt die Strömungsgeschwindigkeit und der Wärme¬ transfer auf das Gas / Dampf, bis die Erhöhung der Nusselt-Zahl in eine Sättigungskurve Nu = fn( Re^{1 /Y}. Pr^1/X ) eintritt ( cf. Bild 20 ). wobei Pr = Prandt-Zahl und Y > 1 und X^"> Y. Der Warmetransfer mit einer weiteren Steigerung der turbulenten Strömung ( i.e. Geschwindigkeit ) wird hier ineffizient. Diese Sättigung wird ggfs. vor Erlangung der Zieltemperatur der trans- membranen Dampf- / Gasstromung erzielt, die benotigt wird, um grosse Forderstrome in die Mischungskammer zu entlassen, da ggfs sehr hohe dT/dx-Gradienten zu erzielen und eine Erhöhung der Kontaktflache durch eitere Verkleinerung der Gittermaschen des W rmeaus¬ tauschers zu hohe Verlustziffern λ_eff* in Kauf nehmen wurde Anstelle einer Verlängerung des Stromungskanals mit gleichem Querschnitt ( oder D_H ) gewährleistet die Aufweitung des Stromungskanals zunächst eine ( lokale ) Verlangsamung der Stromungsgeschw indigkeit und eine Erhöhung des dNu/dRe-Gradienten. die lokale Wiederholung des transmembranen Warme- transfers und Beschleunigung bei erhöhter Temperatur und mit erhöhten Wärmeaustausch- flachen anschhessend aber einen effizienteren Warmetransfer auf die Gasstromung Diese Effizienzsteigerung wird diskontinuierlich ( cf Diffusortreppen in "Technische Losungen' ) oder kontinuierlich vorgenommen

Da im Bereich hoher Stromungsgeschwindigkeiten und Re-Zahlen ( 1 e im Regime III. cf Bild j_8 ) für eine gegebene Oberflachengute Δ und für Re = const die Verlustziffer λ nur durch eine Ver *g~rosserun -g~ von D_u 1^*1 * g-esenkt w ird und die Druckverluste

F_{F 0} = fn ( λ ^> 1 ^■- v₍₎ ² / D_H ) = fn ( Δ * 1 - v₍₎ ² / D_H ² ) ( 43 ) betragen, wird mit einer progressiven ( i.e stufenweisen und/oder kontinuierlichen ) Aufweitung des transmembranen Stromungskanales das durch ein gegebenes Pumpensystem gew ährleistete, abgestufte Unterdruck-Kammersystem der vorbezeichneten Dampfabscheidefabπk ausserdem effizienter genutzt. Denn ohne eine Aufweitung des transmembranen Stromungskanales fuhrt die durch die Erwärmung erzielte Erhöhung der Stromungsgeschwindigkeit bei gegebenen Unter- druckverhaltnissen nur zu einer Reduzierung der effektiven Stromungsgeschwindigkeit am Eingang der transmembranen Stromungskanale mit D-, _j(max) und damit zu einer Begrenzung des Forderstromes trotz hoher Austrittsgeschwindigkeiten aus einer entsprechenden Poren¬ membran, die bei Eintritt in die Mischungskammer aber nicht benotigt werden

Bild 21 zeigt qualitativ, dass die Leistungskurve Nu/S oberhalb einer kritischen Stromungs- gesch indigkeit wieder fallt, obwohl der Warmetransfer Nu = fn ( Re^1A ) weiter ansteigt. Aufgrund der durch die Erw armung erzielten Reduzierung der Gasdichte p und der Erhöhung der Strömungsgeschwindigkeit v ( infolge Impulserhaltung ) ist es deshalb bei grossen Forder¬ stromen sinnvoll. Diffusoren und/oder Diffusor-artige Stromungskanale für transmembrane Aufheizung einzusetzen. Neben dem Kompromiss aus schneller Aufheizung und reduzierten Druckverlusten transmembraner Strömung bei hohen Stromungsgeschwindigkeiten erhöht eine Autw eitung des transmembranen Stromungskanalquerschnittes ( i.e Du via Diffusoren und/oder Diffusor-artigen Stromungskanalen ) den Sogeffekt ( die Sogkraft, cf. Zustandsgieichung auf der nächsten Seite ) aufgrund der Vergrosserung der Ausstromflache ( bei gegebenem Gradienten dp/dx ) Ferner reduizert eine Aufweitung des transmembranen Stromungskanalquerschnittes die Gefahr von Verdichtungsstossen ( bei Mach-Zahlen >/= 1 ) beziehungsweise die Gefahren, die von ihnen ausgehen Die Aufweitung des transmembranen Stromungskanalquerschnittes ist deshalb ein weiterer Schritt zur Optimierung der transmembranen Aufheizung grosser Forder¬ strome ad ( in) Eine alternativ e"Kurze-Wege" - Losung ist das Plasma-Erhitzen der transmembranen Metalldampfstromung. welches in der Regel für das Vakuumplasmaspritzen ( VPS ) unter Einsatz einer Inertgasmischung ( eg Ar plus H2 ) eingesetzt wird ( cf Bild 22 ). Das etablierte VPS-Verfahren eignet sich nur zum Deponieren flussiger Phasen, da trotz der relativ hohen Temperaturen im Plasma ( bis zu 10000 K ) die Zeit für eine Verdampfung der pulverformig zugegebenen Feststoffe für deren Verdampfung im Plasmastrahl in der Regel nicht ausreicht Die transmembrane Plasma-Kanone ist deshalb für das Beimischen mindestens einer HT- Komponente direkt vor Abscheidung einer gesonderten technischen Losung vorbehalten, in der der Plasma-Strahl durch seine hohe Geschwindigkeit einen Untersdruck über der Oberflache einer Verdampfungsquelle erzeugt, die wie eine Wasserstrahlpumpe angeordnet ist ( Bild 23 ) Dann ist der Dampftransport allerdings nicht mehr v om Sogstrom, sondern von den von der Plasmakanone erzeugten Drucken angetrieben sowie von einer gezielten transmembranen Konzentrationsanderung infolge des Hinzulegieren einer HT-Komponente der Ubergangsmetalle wie Ti oder Ta gekennzeichnet. Eine einfachere Konfiguration erlaubt dagegen der trans¬ membrane Plasma-schock zwecks lokaler Erhitzung der Komponeneten mit höheren Dampf¬ drücken wie Mg und/oder AI und/oder seltenen und Erdalkalimetalldämpfen / -dampfgemische eg. vor Einlass in eine Mischungskammer vor der Abscheidekammer-Ebene. In diesem Fall bleibt das Gesamtverfahren Sogstrom-angetrieben und nur der transmembrane Plasma-Schock betriebene Stofftransport ist "regional", das heisst für die betreffende Verdampfungskammer lokal "druck"-betrieben. In allen drei Fällen ergibt sich die Zustandsgieichung des transmembra nen Dampfzustandes wie folgt:

Differentialgleichung für stationären Stofftransport mit transmembranem Wärmetransfer

Nach Gleichung ( 1 1 ) beträgt die Veränderung des Impulses eines strömenden Mediums

∑Eo = ^{( δI}0 ' ^{δl )} = ^mδv/δl + ^vδm/δt < 44 )

In allen unverzweigten Strömungskanälen einschliesslich einem Diffusor oder einem Strömung kanal mit Diffusor ist δm = 0 und der zweite Term auf der rechten Seite in Gleichung (44) entfällt. Konsequenterweise spielen unverzweigte Strömungskanäle für eine Impulserhöhung innerhalb der PD vor Abscheidung im Sogstrom-betriebenen Verfahren eine untergeordnete Rolle. Für die Differentialgleichung für transmembranen Stoff trän sport mit Wärmetransfer und dem Massenstrom q als abhängiger Variablen gelten die Anfangsbedingungen für die Strömungsgeschwindigkeit: v = q_m / A * p ( 45 ) und v = δx/δt ( 46 ) wobei q_m = dm / dt, i.e. der Massenstrom eg. in [kg/s] ). Für die Herleitung der Zustands¬ gieichung einer Dampfströmung im beheizten Strömungskanal mit variierendem Strömungs¬ querschnitt wird aus dem ersten Term der rechten Seite der Differentialgleichung (44): mδv/δt = m * δv/δx * δx/δt = m [ δ( q_m / A*p ) / δx ] v

= m l ( 1/ A*p ) * ( δq_m/δx ) - ( q_m/ p*A² ) * ( δA/δx ) - ( q„J p²*A ) * ( δp/δx ) ] v ( 47 )

Mit m = p*V und v = A*Δx wird nach Substitution mit Gleichung (44) aus Gleichung (47): mδv/δt = [ ( q_m/A*p ) * ( δq_m/δx ) - ( q_m ² /p*A² ) * ( δA/δx ) - ( q_m ² /p²*A ) * ( δp/δx ) ] * Δx

( 48 )

Die entsprechenden operativen Kräfte ergeben sich aus der Differenz zwischen den Kräften, die auf die einströmende Dampfmenge wirken, minus den Kräften, die auf die ausströmende Dampf menge wirken, i.e.

∑Fθ = ^ ^F ₊Δχ ^{" F}χ > ^ ⁴⁹ >

Mit F = p-A wird die linke Seite der Gleichungen (44) und (49) zu:

ΣF₀ = - ( P_χ+Λλ * A_χ+Δλ - P_χ *A_χ )

= - ( P_λ + (δP/δx) * Δx ) * ( A_λ + (δA δx) * Δx ) + P_χ * A_χ ( 50 )

Da Δx² sehr klein, wird der Term (δPδA d²x) * Δx² vernachlässigt und es ergibt sich schliesslic für die linke Seite der Zustandsgieichung:

ΣF₀ = - ( A * δP/δx + P * δA/δx ) Δx ( 51 ) Die Differentialgleichung für die Dampf- oder Gasstromung im stationärem Zustand in einem überhitzten Stromungskanal mit ariierenden Querschnitten lautet demnach

- (P-δA/δλ + A-δP/δx ) = (q_m/A-p )-(δq_m/δλ) - (q_m ² /p*A²HδA/δx ) - (q_m ² /p²«A)«(δp/δx )

= (q_m/A*p) [ ⁽δq_m/δx) - [ (q_m/A)-(δA δλ) + (q_m/p )^«(δp/δλ) ] ] ( 52)

Wahrend für einen unbeheizten Stromungskanal ohne Querschnittsveranderung ( eg Z\ linder ) für den Impuls gilt

∑F₀ = F_p - F_F = _χ,_n H¹ [ q_m / A-p ) - ( δq_m/δx , ] dx ( 53 ) ist im vorbezeichneten Diaphragma ^•

ΣF₀ = F_p - F_F - F_D = _x._r °^Ut -_* (q_m/A*p⁾*(δQ_m/δx ) - (q_m ² /p*A²HδA/δx) - (,q_m ² /p²*A)*(δp/δx) ] dx ( 54 )

Der Beitrag zur transmembranen Zustandsanderung der Strömung im Stromungskanal der vorbezeichneten Porenmembran ( i.e zur Zustandsadaption an die Bedingungen der nachfolgen¬ den Verfahrenseinheit ) durch (l) Temperaturanderung, resultierender Beschleunigung bei Erwärmung. Expansion und Dichtereduzierung sowie durch (n) Querschnittserweiterung für resultierende Reibungsverluste und Sogkrafterhohung ( bei gleichzeitiger Erwärmung nach (l) ) ergibt sich aus der Differenz der Gleichungen (53) und (54), i.e.

F_D(A_τ,p_τ) = _χι ^out [ (q_m ² /p*A²)*(δA/δx) - (q_m ² /p²*AHδp/δx) ] dx ( 55 )

Dabei ändert sich F_D(A_τ,p_τ) proportional zum Quadrat des Dampfdurchsatzes und absolut in dem Ausmasse, wie F_F gegenüber einem Stromungswiderstand mit unbeheizten Stromungs- kanalen und ohne Querschnittsveranderungen δA/δx ( eg mit Zylindern oder Rohren m t geradlinigen Aussenwandungen ) bei gegebenem F_p reduziert wird F_j-₎(A_τ,p_τ) ist der thermische Beitrag zur Kraft des Diaphragmas*, F_D. und zu unterscheiden vom atnermischen, durch Massenseparation erzeugten Beitrag zu F_D ( cf. Kapitel Bifurkationen ). Nicht enthalten in F_D(A_τ.p_τ) ist der Beitrag durch Verengungen ( Düsen ) im Stromungskanal, der weiter unten zusammengefasst wird Transmembrane Querschnittsverengungen bewirken einerseits eine lokale Beschleunigung der transmembranen Strömung, andererseits eine Reduzierung des Sogeffektes und deshalb eine Reduzierung von Fp, sofern sie nicht a) Reservoirbildung eg v ia Bifurkationen und b) Produktbildung via ( Beschleunigung = Zustandsanderung und ) Abscheidung fordern und dadurch lokal für die Verfahrenszwecke besser genutzt werden können als ein konzentrischer Stromungskanal

Beide Effekte von δA/δx. I e Querschnittserweiterung und Querschnittsreduzierung werden benotigt, um in der Bilanz die Kraft des Diaphragmas . F_D, zu erhohen. Darüber, inwieweit eine Querschnittsreduzierung -( δA δx ) den entsprechend reduzierten Sogeffekt uberkompensiert und als positiver Beitrag ( I e quantitativ als ein Betrag / -(δA/δx) / ) zu F_D hinzuaddiert werden kann, entscheiden intelligente Bauteilkombinationen und ihre experimentelle Auswertung Die Pr misse der athermischen Membran-Beschleunigung ist erst Reibungsverluste minimieren, dann beschleunigen und w ird im ( nächsten ) Kapitel "Düsen" zusammengefasst. Demgegenüber besteht die Prämisse der hier zusammengefassten thermischen Membranbeschleunigung aus erst Beschleunigung, dann Reibungsverluste reduzieren, vorzugsweise jedoch beides und kontinuier¬

Technische Losungen und Ansprüche

Es wird in Verbindung mit dem vorbezeichneten Dampftransport- und abscheideverfahren beansprucht

1. der Einsatz ( relativ zur Temperatur der Dampfstromung ) überhitzter Stromungskanale mit und/oder ohne Wärmeaustauscher und/oder mit in Strömungsrichtung konstanter und/oder m zunehmender Temperatur und/oder

2. Wie 1., die transkanalen Wärmeaustauschwände

2.1 längs zum Strömungskanal ausgerichtet sind und im Strömungsquerschnitt waffel- und/ oder gitter- und oder grill- und/oder beliebig fachwerkförmig ( Bild 24a.b ) und/oder

2.2 in Rippenform nach Bild 24c angeordnet sind und/oder

2.3 aus entsprechend ( beliebig ) perforierten, nacheianander folgenden Blechen ( Bild 24d ) bestehen und/oder

2.4 querdurchströmte Drahtgitter-. Latten- und Röhrenwerke nach Bild 24e bilden, wobei

2.4.1 die einzelnen Röhren etc. die in Bild 24f dargestellten Querschnittsformen annehmen und/oder

2.4.2 zu einem in regelmässigen Reihen oder im Zick-Zack angeordneten Reihen im Längschnitt des betreffenden Strömungskanals ( cf. Bild 24f ) eigefügt sind und/od

2.4.3 Jalousie-förmig. i.e. in einem beliebigen Kippwinkel ( Bild 24g ) angeordnet sind und/oder

3. Wie 1. und/oder 2., jedoch unter Einsatz von mindestens (i) einem lokal begrenzten Diffusor, sodass sich eine diskontinuierliche Querschnittserweiterung des Strömungskanals und/oder (i Strömungskanäle mit kontinuierlicher Querschnittserweiterung über die gesamte Kanallänge, mindestens aber über einen wensentlichen Teil des Porenmembranquerschnittes dx oder cos α * dx ( wobei α_x der Kippwinkel des transmembranen Stromungskanales ) und/oder eines Teils der gesamten Länge des transmembranen Stromungskanales ergeben, die Wärmeaustauscher dabei ( cf. Bild 24a ):

3.1 mit konstanten Abmessungen in den mindestens zwei vom mindestens einem Diffusor getrennten Strömungskanal mit konstanten Abmessungen D₀, D_H, A_Q und/oder U und/od

3.2 mit kontinuierlicher Erweiterung der ( Kanal- ) Abmessungen innerhalb des Wärme¬ austauschers selbst, die den vom Diffusor bereitgestellten Zusatzraum im Strömungskana kontinuierlich und/oder annähernd kontinuierlich ausfüllen und/oder

3.3 Wie 3.1. jedoch mit konstanter oder variierender Kontaktfläche der Wärmeaustauscher in den vom mindestens einem Diffusor getrennten Strömungskanalbereichen und/oder

3.4 Wie 3.2, jedoch mit konstanter oder variierender Kontaktfläche der Wärmeaustauscher in den vom mindestens einem Diffusor getrennten Strömungskanalbereichen und/oder

4. Wie 1. - 3., jedoch unter Einsatz von Leitschaufeln ( Leitturbinen, Leitungsinnenwandungen und oder Leitungsprofilen ) vor und/oder im Diffusor(ein)gang zur Unterdrückung inhomo¬ gener (Ein-) Strömungsgeschwindigkeiten ( Bild 25a ), wie sie eg. nach einem gekrümmten Strömungskanal (-abschnitt) entstehen ( Bild 25a.b ), sodass eine homogene(re), flache(re), symmetrische oder annähernd symmetrische Verteilung ( Profil ) der Strömungsgeschwindig keiten vor Einlass in den Wärmeaustauscher auch dann gewährleistet ist ( cf. Bild 25a - c ), wenn die zentrale Achse des Wärmeaustauschers etc. einen Winkel mit der Normalen auf der Stirnfläche der Porenmembran Diaphragma* mit einschliesst und ggfs. den Einsatz von Strömungskrümmern und/oder gekrümmten Strömungskanälen erfordert und/oder

5. Wie 4.. die Leitschaufeln ( etc. ) jedoch aus folgenden Typen, Formen und Anordnungen bestehen:

5.1 profilierte Leitschaufeln ( Bild 26a ) und/oder

5.2 abgerundete ( dünne ) Leitschaufeln entsprechend den Aussenwandungen des gekrümmte Strömungskanalbereiches ( Bild 26b und c ) und oder

5.3 Wie 5.1 und 5.2. dabei einen Krümmungswinkel δ-_ = δ +/- 50% einschliessend, wobei δ = Winkel der Strömungsablenkung ohne Leitschaufeln ( i.e. des Winkels des gekrümmten Strömungskanalbereiches ) und/oder

5.4 Wie 5.1 - 5.3. jedoch mit identischen und oder verschiedenen Leitschaufelgrössen und oder Leitschaufellängen und/oder

5.5 ( Mit der Strömungskanalwandung ) konzentrische Leitschaufeln ( Bild 26d ) und oder 5.6 W^τie 5.1 - 5.5, jedoch mit einer Konzentration der Leitschaufeln an der inneren Krümmung des gekrümmten Strömungskanals wie in Bild 26e und/oder einer entsprechenden Reduktion der Anzahl der Leitschaufeln gegenüber einer regelmässigen Grillanordnung

( cf. Bild 26f vs. 26a ) und/oder

5.7 Wie 5.1 - 5.6, jedoch mit einer ( maximalen ) Anzahl n_L Leitschaufeln, deren Projektions¬ länge ( senkrecht zu δ/2, cf. Bilder 25b. 26a ) den Wert t, = 2^{0 :>} beträgt, wobei die Anzahl n_L = 2.13 ( r/D_H )^"> - 1 = ( 2.13/2^{0 5} ) * ( t,/D_H )^"' - 1 pro Krümmer und r = innerer Krümmer und/oder

5.8 Wie 5.1 - 5.6. jedoch mit einer Anzahl n_L von Leitschaufeln im Bereich

0.8 r/D_H )^"' < n_L < 1.5 * ( r/D_H )^"' und/oder

5.9 Wie 5.1 - 5.6. jedoch mit 0.15 D_H < t* < 0.6 D_H und n_L = ( 3D_H / t. ) - 1 und/oder

2.1 * D_H / t_j < n_L < 2.1 * D„ / t,

5.10 Wie 5.1 - 5.6, jedoch mit vergrössertem Krümmerausgang relativ zum Krümmereingang ( eg. b_j > b₀ ) und die Anzahl der Leitschaufeln n_L n, = 2.13 ( S / t, ) - 1 und oder

0.8 * S / t, < ⁿL < 1.5 * S / t betragen, wobei S = ( b₀ ² + b,² )^0,5 und/oder

5.1 1 Wie 5.1 - 5.10. die Leitschaufeln in gleichmässigen Abständen a = S / ( n_L + 1 ) und oder

5.12 Wie 5.1 - 5.10. jedoch mit einer reduzierten Anzahl n-_(red) < n, gegenüber der regel¬ mässigen Grillanordnung ( cf. 5.1 1 ), wobei sich die Abstände der Leitschaufeln unter¬ einander progressiv erweitern und sich das Abstandsverhältnis a _{+ ]}/a, vorzugsweise im Bereich 1.99 < a_n+]/a, < 3.01 befindet und a* der Abstand zwischen 1. Leitschaufel und Innenkrümmung des Krümmers und a_n+] der Abstand zwischen den nachfolgenden Leitschaufeln und der Innenkrümmung ist ( cf. Bild 26a und f ) und/oder

5.13 Wie 5.2 - 5.12, jedoch dünne ( abgerundete ) Leitschaufeln mit 80° < δ_j_ = φ, < 125° ( cf. Bild 27 ) und/oder

5.14 Wie 5.1 - 5.5 und 5.7 - 5.13, jedoch mit parallelen Aussenwandungen der gekrümmten Strömungskanalbereiche und/oder

5.1 Wie 5.14. wobei das Verhältnis des relativen Radius' des gekrümmten Strömungskanals

ggfs. nach der

über den Querschnitt des gekrümmten Strömungskanals verteilt sind, wobei r* und r*. die Krümmungsradien der jeweiligen Leitschaufel und b₀ die Eingangsbreite des t gekrümmten Strömungskanals ist und oder

6. Strömungskanäle mit beliebigen Diffusoren und oder mit Diffusoren wie 3.-5.. hier mit einem kreisrunden und/oder einen konischen und/oder pyramidenförmigen Querschnitt mit unter¬ schiedlichen und/oder variierenden Öffnungswinkeln α ( α/2 ) besitzten ( cf. Bild 28 ). und/ oder Diffusoren mit einem schroffen Übergang ( I e α = 180° ) so ie Diffusoren mit sy mme¬ trisch und nicht symmetrisch abgeplattetem ( 1 e 0.05 < ap/bp < 100 ) Querschnitt und/oder einen kurvenförmigen ( krummhnienformigen ) und/oder einen eckigen Langschnitt und/oder mit Leitschaufeln und/oder mit Trennwanden zur Verminderung und/oder Unterdrückung der Ablösung der Strömung von der Grenzschicht besitzen und/oder Terrassen-formige Diffusore ( I e eine Kombination aus Grenzschicht besitzen und/oder Terrassen-formige Diffusoren ( I e eine Kombination aus kontinuierlicher Öffnung, gefolgt von einer schroffen Öffnung ( I e m t α = 180°, cf Bild 28 ) und/oder Diffusoren mit einem Übergang von (recht- )eckformιgen zu kreisförmigen Stromungskanalquerschnitten und umgekehrt und/oder Diffusoren nach Punkt 6 der Technischen Losungen in diesem Kapitel, jedoch kombiniert mit mindestens einer der Ausfuhrungen nach den Punkten 3 - 5 der Technischen Losungen in diesem Kapitel und oder Stromungskanale mit Diffusor ( kombinationen ) wie 6 oder 7 . die globale Verlustziffer des Diffusors sich mit Ausnahme der Diffusoren mit krummlinien- und terrassenförmigen Längsschnitt aus γ- global _ Λ, Diff ~ ^K l + <5F

= k,* k₂ * fn(α) * ( 1 - (Af A,)² ) + fn ( λ. α. A_Q/A, ) zusammensetzt, wobei A₀ = Ein- und A_j = Ausstromquerschnitt des Diffusors ist. α der Offnungswinkel mit 0°< α < 180°, 1 wie im Kapitel 1, k, = Koeffizient zur Beschreibung der Stromungsgrenzschicht am Diffusoreingang ( n b. k* = 1 0 für homogene ( flache ) transversale Geschwindigkeitsverteilung, abhangend eg von den Ausfuhrungen nach den Punkten 4 und 5 der Technischen Losungen dieses Kapitels, und k- > 1.0 für nicht-homo¬ gene Geschwindigkeitsverteilung eg nach Strömung durch ein langes Rohr mit parabel- formigen, transversalem Profil ), k-, = Formfaktor für den Diffusor, wobei k-, = ca. 3.2 für konische Diffusoren und k = ca 4^"0 für pyramidenförmige Diffusoren, und~ιm Falle des Überganges von ( recht-) eckformigen zu kreisförmigen Stromungskanalen ( und umgekehrt ) der Offnungswinkel = α_E wird, wobei α_E = der äquivalente Offnungswinkel als fn ( D₀.D,, a_Q.b₀.a,,b_| und der Achslange l_d des entsprechenden Diffusors ) und/oder Wie 8 . dem Diffusor jedoch ein ( gekrümmter oder ungekrummter ) Stromungskanal in Stromungsrichtung vorausgeht, eine Relativlange 1/D_H mit Werten im Bereich 0.01 < 1 D_H < 1000 aufweist, und ein symmetrisches, aber inhomogenes und oder ein unsymmetrisches Gesch indigkeitsprofil bei Einströmung in den Diffusor entlasst und/oder

W le mindestens einer der Punkte 3 bis 10., jedoch mit Homogeneisierung des Geschwindig- keitsprofils in den Stromungsgrenzschichten, I e Minimierung der Ablösung von Stromungs¬ grenzschichten durch lokale Turbulenzen ( cf Bild 29 ) durch die Wahl des Offnungswinkels . die longitudinale Achslange l_d und die Form des mindestens einen Diffusors und entsprechend angepasster Wandungen des mindestens einen, vom Diffusor ggfs umgebenem Wärmeaustauschers, wobei

1 1 1 der Offnungswinkel im Bereich 0° < α < 180° bei einem operativen Re-Bereich von 10^υ < Re < 10⁹. vorzugsweise jedoch zwischen 0° < α < 30° und 5 * 10² < Re < 7 * 10⁶ befindet und/oder sich der kritische Querschnitt A_τ ( ggfs. = A- ), an dem sich die Grenzschicht sich abzulösen beginnt, nach der Beziehung

A_τ / A₀ = 1 / ( 1 - ( 1.95 / ( α^4/ * Re° ² ) ) ) bestimmt, wobei An = Einstromunsgquerschnitt und/oder

1 1 2 der Offnungswinkel α im Bereich 0^C < α < 10*[0 43*( ( λ/k, )*(( n, + l )/( n ,- l )) )]^4/y vorzugsweise jedoch bei α_op[ = [043- ( (λ/ , )*((n ,+ 1 )/( n,- l )) )]^{4 ή} egt und n ,= λ,/Λ_{( )} und oder Wie 1 1 . jedoch mit unterdrückter und/oder begrenzter, I e kontrollierter Turbulenzent¬ icklung an der Innenwandung ( Bild 29 ) bei Offnungswinkeln α im Bereich 0^C < α < 180 . ie Methoden der Kontrolle umfassen dabei

12 1 Lokal besonders starke Uberhitzung im Bereich der Diffusorenwandungen zur

Geschwindigkeitserhohung in der Grenzschicht und/oder

12 2 Einschub nachfolgender Wärmeaustauscher bis in den Bereich des Diffusoraustπtts zur Minimierung der Folgeturbulenzen und oder

12 3 Anziehung der Grenzschicht durch Abzweigung kleiner Teilstrome im Diffusor direkt in die nächste Verdampfungs- und/oder Mischungskammer ( Bild 28a ) und/oder

12 4 Erhöhung der Grenzschichtsgeschwindigkeit und Verzögerung ihrer Ablösung durch Ansaugen kleiner Teilstrome direkt aus der vorangegangenen Verdampfungseinheit ( Bild 28b ) und/oder

12.5 Leitschaufeln vor und nach dem Diffusoreingang zur Zerstrauung des Zentralstromes insbesondere für 90° < α < 180° ( cf. Bild 28c ), wobei sich die Kanalbreite zwischen Leitschaufel und Diffusorwandung vorzugsweise einengt, in gestaffelten Bereichen, die von der Position der einzelnen Leitschaufel abhangen, sich aber lokal ausdehnen, wobei die Leitschaufeln nur leicht, ggfs untereinander konstant gekrümmt sind und eine maximale Projektionslange von 20 - 25° des Diffusordurchmessers nicht überschreiten, sowie eine Neigung zur Strömung aufweisen, die minimale Verlustziffern erlaubt, und/oder

12 6 eine bis maximal 20 ( überhitzte ) Trennwände im Diffusor ( cf. Bild 28d ), wobei die Anzahl der Trennwände zu höheren Winkeln α uberproportional steigt, die Abstände a und a- der Trennwände sowohl am Ein- wie am Ausgang des Diffusors konstante Werte annehmen und die Trennwände vor Eintritt in und nach Austntt aus dem Diffusor um einen Wert von mindestens 0 la_Q und 0.1a, parallel zur Diffusorachse verlängert sind, und/oder

1 7 Diffusoren für cc > 20° mit in Längsrichtung gekrümmten Wandungen derart, dass der lokale Druckgradient dp/dx innerhalb des Diffusors vorzugsweise konstant bleibt, mindestens aber die Ablösung der Stromungslinien gegenüber einem eckigen Diffusor- Langsprofil signifikant reduziert wird, und die stets progressive Aufweitung des Diffusorradius y ( s Bild 28c ), i.e Δy = y - y₀ mit der Funktion y = y* / ( l - ( ( y./y₀ )⁴ - l )*x l_d )^{0 25} und für den entsprechenden Diffusor mit abgeflachten Abmessungen ( I e a₍/b₀ < 1 < a /b₀ ) nach der Funktion

> = > , / ( l + ( ( y*/y₀ )^: - l ⁾*x/l_d )^{0 5} oder beide mit einer dem entsprechenden Typ verwandten Funktion beschrieben werden können und/oder sich die Verlustziffer der Diffusoren nach 12 7 mit dp/dx = konst im Bereich 0 1 </= A_Q/A, < 0 9 nach ζ = k₄ ( 1 43 - 1.3* A_Q A , ) * t 1 - A_Q/A, )² beschreiben lasst, wobei k4 eine Funktion der relativen Diffusorlange l Dp,. und/oder 12 8 Terrassen-formige Diffusoren. deren kontinuierliche Querschnittserweiterung von A₍₎ bis A_j mit einer schroffen Querschnittsvergrosserung auf A₂ abgeschlossen wird ( cf Bild 28f ). sodass sich eine Ablösung bei bereits relativlangsam gewordener Stromungsgeschwindigkeit einstellt und oder die Verluste um Faktoren zwischen 1 bis 3 verringern und der Koeffizient k-, für terrassenförmige Diffusoren im Bereich von 3 < k-f< 7 egt, sich die minimalen Verlustziffern ζ_rnιn für A-,/A₀- Verhaltnisse von 1 5 </= A₂/A₀ </= 20 bei Relativ langen 0 5 </= /D_j, </= 14 im Bereich 0 01 < ζ_mm < 0 5 bewegen, und sich die globale Verlustziffer nacn ζ = ( 1 + σ)*^, berechnet, wobei σ = fn ( A_Q/A , ) und für 1 > A_Q/A . > 0 im Bereich 0 < σ < 0 5 1ιegt. und/oder die entsprechenden α_{0 t}-W erte im Bereich 0 5° < α _t < 40°hegen. und/oder wobei v orzugsweise die Relativ langen l_d/Du ( oder /a₀ ) auf Kosten von leicht erhöhten ζ_mι -Minimalwerten von etwa 1 l *ζ_mιn bedeutend reduziert werden und/oder ( s nächste Seite ) und/oder

12 9 Abgeflachte und/oder pyramidenförmige und/oder terrassenförmige Diffusoren insbesondere in Kombination mit Ventilatoren ( s weiter unten ), wobei der hinter de Ventilator installierte Diffusor und die Ventilatoren durch einen Stromungskanal mit konstantem Querschnitt verbunden, die Diffusoren selbst symmetrisch oder nicht sv mmetrisch abgeflacht sind und vorzugsweise einen Offnungswinkel α > 25° auf¬ weisen, und im Fall einer nicht-symmetrischen Abflachung die Aussenwandung mit einem Winkel α • zur Seite des Ventilators gekippt sein kann, dieser Winkel vorzugs¬ weise im Bereich 0° < α • < 10° hegt ( cf Bild 30 ). die Achse des abgeflachten Diffusors vorzugsweise keinen weiteren Kippwinkel gegenüber der Achse des entilators aufweist, die entsprechenden, mit einem Ventilator gekoppelten abgeflachten oder m ramidenformigen Diffusoren ggfs durch einen Stromungseingang geschwindigkeit /v₀ = ca 1 1 ( cf Punkt 10 ) gekennzeichnet sind und/oder

12 10 Ringförmige, ggfs zu einem Konus geformte Diffusoren, die hinter dem Ausgang eines axialen Ventilators ( Kompressors, Turbomaschine ) angebracht sind, wobei die Diffusoren ggfs einen sich in Stromungsrichtung verbreiternden oder verjungenden ( Stromungs- ) Kern aufweisen, der einen Stromungsengpass mit dem Diffusor bildet, bevor entweder eine axiale und/oder radiale Ausströmung gebildet wird, deren Quer- schnittsvergrosserung gegenüber der ringförmigen Einströmung nach der Beziehung ( cf Bild 31 )

A-/A₀ = 2 ( b/h ) * ( D_d D₀ ) / ( 1 + d D₀ ) beschreiben werden kann, wobei die Losungen nach den Punkten 12 9 und 12.10 insbesondere auch für diejenigen Teilbereiche des Gesamt Verfahrens interessant sind, deren transmembraner Stofftransport durch eine Druckstrom angetrieben wird ( s 12 9 und unten ) und/oder

12 1 1 Mindestenes einer der Falle nach 12.1 - 12.10, jedoch kombiniert mit einem Gitter- w erk, Drahtgitter. Draht- oder gitterformiges Geflecht, und oder einem gewebe-, geflecht- und/oder fach werkartigen Vorwarmer im Diffusor ( -ausgang ), auf jeden Fall bevor der Dampfstrom in den nächsten transmembranen Membranbereich und/oder die nächste Anlageneinheit ( eg Verdampfungs- und/oder Mischungskammer ) weiter- geleitet wird ( cf Punkt 2 der technischen Losungen dieses Teils ) und/oder W le mindestens eine der Losungen nach 3 bis 12 , jedoch mit einer Anzahl n_Dlr_f von nach¬ einander in Serie folgenden, diskreten Diffusorbereichen zur Bildung einer wie in Bild 32 dargestellten "Diffusortreppe" ( n b das Durchmesser - zu - Langenverhaltnis in Bild 32 ist w llfkurhch gewählt ). wobei die Anzahl der pro Längeneinheit des Stromungskanals ein¬ gesetzten Diffusoren n_Dlff(opt) für einen gegebenen Offnungswinkel δ₀ hinsichtlich des spezifisch vom Stromungskanal inklusive Wärmeaustauscher erzeugten Verhältnisses von F_p, ₍/F _Q. I e hinsichtlich der durch Erwärmung und Expansion erzielten Erhöhung on F_D einerseits und hinsichtlich der durch Begrenzung der Stromungsvolumina ( bei konstanter Wandungsflache ) minimierten Erhöhung von F_{F 0} andererseits optimiert ist ( I e mehrere kleine Diffusoren sind besser als ein grosser mit abruptem Übergang ), und die Anzahl der Diffusoren pro Stromungskanal im Bereich von 1 < n_Dlff < 100, liegt, vorzugsweise jedoch im Bereich 1 < n_Dlff < 5 und/oder W ιe 1 - _jedoch mit in einer beliebigen ( 1 e ungekrummten und gekrümmten ) Ebene

S_3dιm(r.Θ ) ( s Punkt 16 der Technischen Losungen dieses Abschnittes ) der Porenmembra angeordneten Stromungskanal, wobei einzelne Diffusoren, Diffusortreppen und Stromungs- kanalbereiche und/oder der gesamte Strömungskanal gekrümmt ausgeführt ist und eine relativ kompakte Diaphragma -Bauweise und somit einen Kompromiss aus hohen Förder¬ strömen ( in alle Strömungsrichtungen innerhalb der Porenmembran und nicht nur in dx- Richtung ), grossen dT/dx und einem effizienten Design der Porenmembran sowie spezielle Strömungskanalformen durch Absolut-Verlängerung ( cf. Punkte 12. und 13. ) erlaubt, wobei die Diffusortreppe unabhängig von der Translationsrichtung der transmembranen Dampf¬ strömung in konstruktions-technischer Hinsicht ein interessantes Basiselement für kompakte Diaphragma - Bauweisen zwecks Erhöhung der spezifischer Diaphragma*-Kraft:

F_{D χ}(A_τ,p_τ) = F_D(A_τ,p_τ) * Δl / Δx ( 56 ) repräsentiert, wobei Δl hier die Gesamtlänge des transmembranen Strömungsweges innerhalb der drei (x.y.z) - Translationsrichtungen ist und die spezifische Kontaktfläche pro Längenein¬ heit des transmembranen Querschnitts in x-Translation und damit eine Erhöhung des δp/δx- Terms in Gleichung (55) pro Strömungskanal maximiert wird und/oder

15. Ineinander geschachtelte, nacheinander aufgereihte Diffusoren ( Koni ) ( s. Bild 33 ) und/ oder sich nacheinander vervielfältigende Diffusor- ( ähnliche ) Strömungskanäle (s. Bild 34) nach einer der Lösungen in Punkt 3. - 12.. die mit Wärmeaustauscher ausgestattet sind oder nicht und sowohl die spezifische Kontaktfläche pro transmembraner Längeneinheit in x-Translation und damit die Erhöhung des δp/δx -Terms in Gleichung (55) als auch die ( 1 -dimensionale ) Strömungsmechanik besonders dann, wenn ein relativ grosser Impuls ( eg. im zentralen Bereich ) der transmembranen Strömung des Diffusors gefordert ist ( eg. im B:/C ,,-Diaphragma* -Typ, cf. Erster Teil der Erfindung ), optimieren, wobei der erste Diffusor ( - Konus ) entweder den grössten Strömungsdurchmesser besitzt und die nachfolgenden Koni ganz und/oder teilweise mit einschliesst ( Bild 33 ) und/oder der erste Diffusor sich in mindestens einen weiteren Diffusor entweder einmal oder mehrfach aufteilt und dabei eine entsprechende Separierung der transmembranen Dampfströmung ( i.e. ohne Rückführung, cf. Bifurkationen ) erzeugt ( cf. Bild 34 ), im ersten Fall ( Bild 33 ) eine Anzahl n_Kon ineinandergeschachtelter Koni mit nacheinander kleiner werdenden Querschnitten für eine gegebene transmembrane Strömungslänge Δx miteinschliesst. die entweder den Dampf ( mit Ausnahme des Zentral Stromes entlang der Achse des Strömungskanals ) in einen gemeinsamen peripheren ( eg. konzentrischen ) Ring¬ kanal führen ( Bild 33a ). oder ihn in einem diskreten, von jeweils zwei benachbarten ( eg. konzentrischen ) Diffusoren weiter im Innern liegenden Ringkanal auf gleicher Höhe wie der periphere Strömungskanal in die nächstliegende Verdampfungseinheit entlassen ( Bild 33b ) oder eine Kombination aus den in Bild 33a und b dargestellten Lösungen ergeben (Bild 33c). und/oder (ggfs. konzentrische) Strömungsringkanäle eingesetzt werden (cf. Bild 33a. b). die vor Auströmung in die nächste Anlageneinheit entweder (i) einen transmembran sich stetig erweiterndem Strömungsquerschnitt, (ii) einen konstanten Querschnitt oder (iii) einen sich kontinuierlich wieder verengenden ( peripheren ) Querschnitt aufweisen, und sich die Anzahl n_Kon im Bereich von 1 < n_κ ^" _on < 100. vorzugsweise von 1 < n_Kon < 10 erstreckt,

( der den im peripheren Ringkanal entlassenen Dampfstrom sogar bei sich erweiternden Gesamtquerschnitt des äusseren Strömungskonus' infolge seiner relativen Querschnitts- veringerung zusätzlich beschleunigt. Der entsprechende δA/δx-Term in Gleichung (25) muss als ( positiver ) Betrag (!) ( entsprechend den Flächen einer um y = 0 alternierenden Sinus¬ funktion ) zum Gesamtbetrag addiert werden und erhöht den entsprechenden Beitrag zu F_D. Wenn der Impuls der transmembranen Strömung für das Resultat in der nächstfolgenden Verdampfungseinheit keine ausschlaggebende Bedeutung hat. wird die Erweiterung der ) und die Diffusor-Koni-Gesamtströmung nach den Lösungen in Bildern 33 a-c direkt in die nächstfolgende Verdampfungskammer und/oder in Kombination mit den in EP- Anmeldung 9_.41 199 f.9 [6] beanspruchten Geometrie-Elementen am Strömungsausgang ( mit bei Um _Strömung resultierenden c_p- ( dt. c_w- ) Beiwerten < 0.3 ) überführen und am Strömungs- ausgang eines entsprechenden ( Haupt- ) Diaphragmas* Kondensationen und/oder Turbulenzen vermeiden helfen und/oder

( n.b. Die Multi - Konus - Konfiguration ergibt allgemein ein zur Erwärmung und Expansi der transmembranen Dampfströmung effektiv besser ausgenutztes Diaphragma^* -Volumen als die Diffusortreppe. )

16. Massnahmen zur Verlängerung der transmembranen Diffusoren ( -Varianten ) und Multi¬ Konus- ( i.e. Diffusor- ) Konfigurationen nach Punkt 15.. die die absolute Erwärmung ( Energiezufuhr ) und die resultierende Expansion des ( makroskopischen ) transmembrane Förder- und oder Massenstromes pro ( Diffusor- ) Strömungskanal erhöhen, und zwar: a) Ablenkwinkel 0° < α_χ < 180° zwischen dem mindestens einen ( Diffusor- ) Strömungs- kanal-(Symmetrie) Achse und x-Normale auf der Diaphragma*-Einströmseite, wobei die transmembrane Diffusor-(Symmetrie-) Achse ungekrümmt ist und sich koplanar in einer der drei nachfolgenden Translationsebenen befindet: al ) in der xy-Translationsebene des entsprechenden ( Haupt- ) Diaphragmas* und/oder a2) in der xz-Translationsebene des entsprechenden ( Haupt- ) Diaphragmas* und/oder a3) in einer der möglichen Translationsebenen im xyz-Translationsraum des entsprechenden ( Haupt- ) Diaphragmas*, die entweder planar oder gewölbt ( gekrümmt ) sind und deren Wölbung aus regelmässigen Geometrien ( eg. Kugel- ( -kalotte ), Ellipse ( -nkallotte ) etc. ) oder aus unregelmässig gekrümmten Wölbung geformt sind, und in jedem Fall der im Raum gekrümmten xyz-Translationsebenen f den ( beliebigen ) ( Diffusor- ) Strömungskanal zwischen Einströmungsstelle auf der Einströmsseite des Diaphragma* und dem Umkreis der im xyz-Raum gekrümmten Trägerfläche des Strömungskanals den Polarwinkel Θ und den Azimutwinkel φ ein- schliesst, wobei die entsprechende gekrümmte ( Diffusor- ) StrömungskanaJ-xyz- Trägerfläche S_3dim definiert ist nach ^s3dim^(r-⁰) = [/r(Θ-Φ)² sinΘ dΘ ] dφ ( 57 )

Wenn von einer beliebigen Position O diese beliebige Oberfläche S_3dim(r,Θ) mit ein beliebigen Punkt M innerhalb des transmembranen Diaphragma*-Volumens betracht wird, die Distanz QM durch den Einheitsvektor u mit dem Betrag r nach

QM = r(Θ,φ) * u(Θ,φ) ( 58 ) festgelegt ist. ergibt sich durch das Differential d(OM) = d [ r(Θ,φ) * u Θ,φ) ] die allgemeine Beschreibung der ( Diffusor- ) Strömungskanal-xyz-Trägerϊläcrie S_3dim nach: d(OM) = ( δr(Θ,φ) / δΘ ) dΘ * u + r(Θ,φ) * ( δu / δΘ ) dΘ +

( δr(Θ,φ) / ÖΦ ) dφ * u + r(Θ,φ) * ( δu / δφ ) dφ ( 59 ) und der feste Raumwinkel, unter dem diese Oberfläche im Diaphragma von Position O aus betrachtet wird, ist definiert als die Summe der Vektoren u lv

Ω = JI_Σ ( u/r² ) dS definiert, die alle infinitesimal kleinen Oberflächen d∑ durchqueren auf S_3dιm durch¬ queren und/oder b) wie a). jedoch mit unstetigen, i.e. geknickten Orientierungswechsel des transmembranen Strömungskanals mit Diffusoren. die Knickung sowohl innerhalb als auch ausserhalb ein diskreten^" Diffusor- oder Diffusorvariantenbereiches liegen kann und in jedem dieser Fäll zu einer Diffusoren-Serie führt, die bl ) innerhalb der xy-Translationsfläche und/oder b2) innerhalb der xz-Translationsflache und/oder b3) innerhalb der nach a3 ) im Raum hegenden xyz-Translationsflache und/oder b4) innerhalb v on transmembranen Translationsflachen eines ( Haupt- ) Diaphragmas^* hegen, die aus einer be ebigen Kombination von Translationsflachen al. j2fund a3 ) bestehen und/oder wie b). die Krümmung jedoch stetig ( rund ) ist und aus c 1 ) konzentrischen und/oder c2) parallelen und/oder c3) nicht-konzentrischen ( eg Diffusor- ) Stromungskanalen mit ( beliebig ) gekrümmter

Symmetrieachse besteht, wobei die Krümmung der S mmetπeachse so gewählt ist dass entweder

1 ) keine zusatzlichen Turbulenzen in Abhängigkeit v on der operativ en Re-Zahl durch die Krümmung entstehen und/oder

2 ) eine turbulentere ) Strömung ohne Verursachung transmembraner Kondensations¬ gefahr entsteht und/oder

3) eine Wirbelstrasse im Diffusorzentrum entsteht derart, dass penphere Konvergenzen verstärkt und beschleunigt werden und/oder c4) nicht-konzentns iien ( eg Diffusor- ) Stromungskanalen ohne gekrümmte

Symmetrieachse und/oder c5) beliebigen Krümmern und/oder Krummerkombinationen besteht und/oder d) wie b) und/oder c), jedoch aus Stromungskanalsegmenten ( eg Kreisbogen, I e kreisförmig gebogene Rohrsegmente ) bestehen, die bei mindestens einem ihrer Onentierungswechsel im verglichen zu den Nachbarsegmenten gegenläufigen Sinn oszillieren ( cf Bild 35 ) und/oder e) wie a) bis d), jedoch ( in Stromungsrichtung ) mit mindestens einer Düse, maximal jedoch mit einer der Anzahl der Diffusoren entsprechenden Anzahl von Düsen den transmembra¬ nen ( Diffusor- ) Stromungskanalbereich abschlössen, wobei diese mindestens eine Düse vorzugsweise eine Überschau- oder eine Lavalduse ist ( cf Kapitel weiter unten ) und/oder f) ( Diffusor- ) Stromungskanalanordnung innerhalb eines ( Haupt- ) Diaphragmas* zur

g) w ie a) bis e). wobei hier jedoch α_χ der Ausstromwinkel α_χ an der Ruckseite des entsprechenden ( Haupt - ) Diaphragmas und/oder

Spiralförmige Stromungskanale mit transmembranen Bauteilen nach mindestens einem der Punkte 1 bis 16 der Technischen Losungen dieses Kapitels, die einen Spezialfall v on im Raum gekrümmten ( Diffusor- ) Stromungskanalen darstellen, da ihre Stromungsrichtung, explizit an keine spezielle Flache im x z-Translationsraum eines ( Haupt- ) Diaphragmas gebunden ist und deshalb eine weitere Form der besseren Ausnutzung des x z-Translations- rau es eines Diaphragmas* für Erw rmung. Expansion und/oder Beschleunigung grosser transmembraner Dampfstrome ermöglichen, stattdessen aber ( die Ausbreitungsrichtung ) spιralformιge(r) ( Diffusor- ) Stromungskanale an eine beliebige ( ggfs Svm etπe ) Achse im xv z - Translationsraum eines Haupt- Diaphragmas ( I e bezogen auf den von ihnen durchzogenen transmembranen Raum ) gebunden sind, sodass eine entsprechende (Diffuson Spirale selbst gunstigerweise von einem sich in Stromungsrichtung ausweitenden Stromungs¬ konus als ( idealisierte ) aussere Begrenzung gekennzeichnet ( Bild 37 ) und infolge einer hohen Vielfalt der resultierenden Strömungsausgänge besonders geeignet ist, für gekrüm und an die Endkontur-nahe Produktform angepasste Diaphragma -Rückseiten eingesetzt z werden und/oder

18. Strömungsschnecke und Strömungsmäander im Strömungskonus nach Punkt 17. der

Technischen Lösungen als weiteres prinzipielles Diaphragma - Element und Steuerbautei zur Überführung einer kontrollierten Dampfmenge von einer in die nächste ( konventionel Dampf- oder Abscheidekammer, wobei die Strömungsschnecke und der Strömungsmäand mit mindestens einer der Technischen Lösungen des Kapitels "Krümmer" und/oder "Bifurkationen" ( s. nächste Kapitel ) kombiniert wird und der Strömungskonus ein idielle geometrisches Gebilde ist. das wie ein ( äusserer ) Mantel das transmembrane Volumen umspannt, in dem sich der spiralförmig oder mäanderförmig ( und/oder ähnlich, cf. Punkt 19.3 ) im xyz-Translationsraum eines Diaphragmas* gewundene Strömungskanal befindet, wobei diese Strömungskanäle vorzugsweise zu einem Diffusor geformt und beheizt, und zwar vorzugsweise induktiv und/oder mit der Widerstandsmethode beheizt sind und der Diffusorwinkel -60° < α < 60°, vorzugsweise -10° < α < 10° beträgt und der zur Strömungsschnecke und Strömungsmäander gewundene Strömungskanal ggfs. folgende ( geometrische ) Kennzeichen besitzt:

18.1. Strömungskanal mit stetiger oder (besonders im Fall einer vieleckigen Spirale, s. unt pseudo-stetiger Erweiterung der spiralförmigen ( oder mäanderförmigen ) Projektion des Verlaufs der Achse des Stromungskanales, wobei die Dampfströmung eine entsprechend stetige oder pseudo-stetige Erwärmung und Expansion in Strömungs¬ richtung erfährt und damit grundsätzlichen Anforderungen des Diaphragmas ( cf. E Anmeldung 941 1 1991.9 [6] ) entspricht und im vertikalen Innenquerschnitt mit einer Schnecken-artig gewundenen Strömungsführung den in den Bildern 38a-c dargestell Verlauf annehmen kann, wobei die zentrale Achse des transmembranen Verlaufs der Schnecke hier kollinear mit der x-Normalen auf der Oberfläche des Diaphragmas is und in der Schneckenartigen, in der Projektion spiralförmig gewundenen Strömungs¬ führung gegenüber Alternativen mit scharfen Krümmungen umfasst eine relativ hohe Kontrolle von Totströmungen und geringere Schwankungen in der (lokalen) stationä Strömungsgeschwindigkeit, i.e. geringere Abweichungen von der mittleren transme branen Strömungsgeschwindigkeit erlaubt, und zu einer Matrix symmetrisch oder unsymmetrisch angeordneter transmembraner Stromungskanale angeordnet ist. deren Gesamtheit eine Form der Porenmembran Diaphragma ausmacht, die über des gesamten oder eines Teils des Querschnitts des Schachtes der Verdampfungs- und/o Mischungskammer angeordnet ist, in der der Dampf hinein- oder aus ihr heraus strö und/oder

18.2 Wie 18.1. jedoch mit folgenden Konstruktionsvariablen der Strömungsschnecke im Strömungskonus: a) der W^;inkel zwischen x-Normalen und der zentralen Achse des Strömungskonus' σ i.e. α_{x σ}, wobei 0° </= α_{χ σ} < 90° und/oder b) die Form des idiellen Aussenmantels, der das vom Strömungskanal durchzogene transmembrane Diaphragma*-Volumen umschliesst, miteinschliesst: bl ) eine über- und/oder unterproportionaler Erweiterung des Mantelquerschnittes i Ausströmrichtung ( Bild 39a - d ) oder keine Erweiterung ( i.e. Zylinder ) und/ oder b2) eine vertikale Erweiterung mindestens eines der idiellen Mantelquerschnitte in Auströmrichtung nach einer mathematischen Funktion beschrieben werden ka oder ihr ähnelt ( eg. exponentiell, logarithmisch, hyperbel- oder parabelförmig oder beliebiges Polynom etc.. cf. Bild 39e ) und/oder b3) eine beliebige vertikale Erweiterung des ( idiellen ) Mantelquerschnittes in Auströmrichtung und/oder b4) Übergänge von rundem zu kantigem Aussen-( Mantel- ) und Innen- ( Strömun kanaf selbst etc. ) -Design zwecks effizienterer Raumausnutzung des Diaphragma*-Volumens ( cf. Bild 39e ). sodass die vertikale ( Mantel-, i.e. die externe ) Form des Strömungskonus' entweder a) rund, b) der vieleckigen und/ 26 oder c) der gemischten Bewegungsform des Stromungskanals angepasst ist und/ oder b5) eine beliebige Geometrie des Aussenumfangs des Stromungskanal olumens. in dem sich der maanderformige und/oder spiralförmige oder beliebig geformte Stromungskanal mit D A /DQ < 1 < D /DQ im transmembranen Diaphragma*- Volumen befindet ( cf Bild 39f ) und/oder c ) abgerundete und/oder eckige Stromungsquerschnitte und/oder d) parallel und/oder konzentrisch gekrümmte Stromungskanalwandungen und/oder e) die Eingangs- ( cf Bild 38b ) und/oder transmembranen Dimensionen D*, ( mit 0 01 </= D_H < 100 ), a , b_Q ein Seitenverhältnis aO/b ( Ellipse Radienverhaltnis a/2/b/2 ) für viereckige unα entsprechend abgerundete Stromungskanalaussenw andungen mit den Sonderfallen a = b ( i.e quadratischer Stromungsquerschnitt oder Kreis ) anneh¬ men kann, wobei 0 1 < a/b < 100. vorzugsweise jedoch 0 4 < a/b < 10 ( cf Bild 38a. b ) und/oder f) die Anzahl der ( vollen ) Schleifen des Stromungskanals nach 18.1 , wobei dieses Anzahl von 0.2 bis 100, vorzugsweise bis 10 reicht und/oder g ) zum Diffusor ( -artigen ), im Raum gewundenen Stromungskanal nach 18 1 , jedoch mit folgenden Querschnittsgeometrien gl ) Drei- und/oder Vierecksform ( abgerundet unterschiedliche Radien gegenüber¬ liegender Haupt- und Nebenscheitel elhpsenformiger Stromungsquerschnitte. b_ιm und b_eχt und Änderungen der Radienverhaltnisse, cf g2) Symmetrische Vielecke ( einschl. symmetrisch abgerundeter Vielecke, Bild 40 ) und/oder g3) Unsymmetrische Vielecke ( einschl. unsymmetrisch und/oder behebig

h)

I ) _j )

k)

stetig-runder und mindestens einer dieser vieleckigen und beliebig unregelmässig vieleckigen Varianten ( cf. Bild 42c ) oder eine Kombination aus mindestens zwei dieser vieleckigen Lösungen aufweist. Bei den kantigen, i.e. vieleckigen Varianten des Grundrisses des Strömungskonus' können die Kantenlängen für eine gegebene Konushöhe variieren oder eine konstante Länge aufweisen ( cf. Bild 41d f und/oder

1) Neigungswinkel ω des Strömungskanals im Strömungskonus etc. ( s. unten ) zur Oberfläche des Diaphragmas*, welcher definiert wird durch die Faktoren unter c) - ( cf. Bild 38c ) und im Bereich 0° < ω < 90° liegt, wobei ω__in vor allem durch die Verhältnisse α/ß, α^max/ß^max, a/b, _a ^max b^max. Abstand l_ω, i™. durch das "interne" Design festgelegt ist und ω_mgχ vor allem durch die transmembranen Zustands¬ gradienten dT/dx und dp/dx, i.e. "extern" festgelegt ist und/oder m) die Umkehrung aller bisherigen Versionen in eine Düsenform ( Umdrehung des Konus' mit Bezug auf Ein- und Auströmrichtung ). wie sie bei lokal von einem Druckgradienten angetriebenem transmembranen Stofftransport sinnvoll sein könn und/oder n) Lage im Raum und Art der Ein- und Ausgangsöffnungen, deren relative Veränderb keit ( eg. Dimensionen ) mit dem Winkel α_{χ σ} steigt ( cf. Bilder 38 und 39e ) und dadurch die unter g) beschrieben Ein- und Aύsgangsquerschnittsformen ( ungleich dem transmembranen Querschnitt ! ) annehmen können, wobei der Dampfausgang des Strömungskonus' aus einer zum Strömungseingang vergleichsweise ( im Sog- Modus ) grossen oder (im lokalen Druck-Modus) kleinen Öffnung besteht, um eg. eine grosse Fläche für den Saug- ( lokalen Druck- ) ansatz, i.e. Saug- ( lokalen Druck- ) -effekt des Sog- ( lokalen Druck- ) Stromes zu gewährleisten und diese Öffnung ggfs. grosser ( kleiner ) als die Fläche ist die durch den Querschnitt des spiralförmigen Strömungskanals vorgegeben ist und wahlweise den gesamten Grun riss des Konus, mindestens aber, je nach Lage des schrägen Anschnittes, einen strömungsmechanisch favorisierten Teil dieses Grundrisses einnehmen kann ( Bild 39e ) und/oder o) Leitschaufeln nach 4. und 5. und/oder nach 4. und 5. im Diffusor selbst eingesetzt werden und/oder

Variationen der Strömungsschnecke etc. im Strömungskonus nach Punkt 18.. wobei für nachfolgende Strömungsetagen wahlweise ( eg. nach einer kompletten Umdrehung 2π_ω = 360° einer Schneckenwindung oder nach einer beliebigen Umdrehungsteil ) Teile der Innen- und/oder Aussenwandung des Strömungskonus' und/oder des Strömungskanals verschwinden und oder sich der Durchmesser der Innenwandung des Strömungskonus' und/oder des Strömungskanals unterproportional zu den entsprechenden Grossen der jeweiligen Aussenwandung vergösseit, um Abzweigungen von Strömungskanälen zu gewährleisten, und zwar

19.1 in den vom Winkel α umfassten Innenkonus hinein ( cf. Bild 38b ) eg. zum beschleuni ten transmembranen ( Direkt- ) Transport eines Teils der Dampfströmung in eine nachfolgende Anlageneinheit, wobei der von α, δα etc. definierte Innenraum ggfs. durch einen reellen Konus und/oder zusätzlich beliebige Strömungskanäle etc. ausge¬ kleidet wird, die den entsprechenden Sogeffekt durch Unterdruck aus der nachfolgend Anlageneinheit ( Druckeffekt durch Überdruck in die nachfolgende Anlageneinheit ) und damit den entsprechenden Förderstrom vergrössern ( n.b. zur Veranschaulichung i ein solcher Innenraum ohne Auskleidung in Bild 41e dargestellt ) und/oder

19.2 in den von der Diaphragma -Oberfläche und dem Aussenmantel umrandeten Aussen- raum des ( extrapolierten ) Strömungskonus' ( cf. Bild 38b. eg. für Bifurkationen. s. nachfolgende Kapitel ) oder zum ( verlängerten oder verkürzten ) Stofftransport in ein andere, eg. eine der nachfolgende(n) Anlageneinheit(en) via einem zusätzlichen, beliebigen Strömungskanal und/oder

19.3 für Aufzweigung des Einstromkanals in mindestens zwei ( eg. Spiral- oder Mäander- förmige, cf. Bilder 41 a)-d) und vs. f ) ) transmembrane Strornkanäle, die dann ggfs. entweder symmetrische ( eg. Doppel- ) Spiralen oder ( Bild 42a ) oder ( seitlich ) unsymmetrisch verschobene Koni ( eg. Mehrfachspiralen ) gleicher oder ähnlicher Gestalt ( Bild 42b.c ) und/oder definierte transmembrane Volumen ergeben, die von den entsprechenden Strömungskanal-Extremitäten idiell geformt werden, wobei die Strömungskanäle je nach lokaler Triebkraft und Diaphragma*-Typ von mehreren Strömungseingängen in einem Hauptausgang oder von einem Dampfstromeingang in mehrere Dampf Stromausgänge überführt werden ( cf. EP-Anmeldung 941 1 1991.9 [6] )

19.4 in ineinander geschachtelte Koni gleicher und/oder verschiedener Durchmesser für einen gegebenen transmembranen Diaphragma - Querschnitt zur Erhöhung des Sogeffektes unter verminderter Dampferwärmung ( trotz der im Konus ggfs. angebrachten Wärmeaustauscher ), wobei ggfs. nach mindestens einem der Koni zur besseren Kontrolle der Strömung wahlweise Strömungskanalverengungen ( Düsen ) angebracht sind, und die nacheinander folgenden Koni sowohl kleinere ( Bild 42d ) als auch grosser Durchmesser aufweisen und/oder

19.5 in beliebige Kombination mit Querschnittsverengungen ( Düsen ) und/oder

Bifurkationen und oder Strömungskrümmern ( s. nächste Kapitel ) und oder ( internen und oder externen ) Geometrie-Elementen ( cf. EP- Anmeldung 941 1 1991.9 [6] ).

20. Diaphragmen mit einer beliebigen Anzahl transmembraner Strömungskanäle, die ggfs. aus Diffusoren und/oder Düsen nach den Punkten 1. bis 19. aufgebaut sind, und sich aus folgenden Scenarios zusammensetzen:

20.1 aus beliebigen Anteilen ( des Diaphragmas ) mit symmetrisch zu mindestens einer der im xyz-Translationsraum möglichen Symmetrieachsen aufgebauten Strömungs¬ kanäle, oder

20.2 aus einem völlig symmetrischen Aufbau mit Bezug auf mindestens eine der möglichen xyz-Translationsachsen im transmembranen Diaphragma*-Raum oder aus einem

20.3 aus einem völlig regellosen Aufbau.

21. Porenmembranen nach mindestens einer der Lösungen 1. bis 20. derart, dass auch bei geringen Strömungsgeschwindigkeiten v und bei geringen Re-Zahlen einschliesslich einer laminaren Strömung grosse dT/dx - Gradienten auch für grosse Förderströme und/oder bei kompaktem Diaphragma*-Design erzielt werden .

3 Verengungen des Stromungskanalquerschnittes ( Düsen und entsprechende Kombinationen

Transmembrane Stromungskanalverengungen zur ( lokalen ) Beschleunigung der transmembra nen Dampfstromung reduzieren allgemein den Sogeffekt des Gesamtverfahrens und werden deshalb unter der Prämisse eingesetzt, dass der globale Sogeffekt und die Anlagenproduktivita maximiert bleibt ( cf. Gleichungen (25) und (26) ) Folgerichtig werden, von ( lokalen und regionalen Ausnahmen w le zum Beispiel dem Druck-betnebenen transmembranen Stofftransp einzelner Verdampfungskammern wie insbesondere für Magnesium und andere, relativ leicht fluchtige Materie wie Wasser, ( Erd- ) Alkalimetalle etc. einmal abgesehen, ) Stromungskanal¬ verengungen und oder ( Überschau- ) Düsen vorzugsweise in Kombination mit anderen trans- mebranen Diaphragma - Bauteilen eingesetzt

3 1 Diffusor- (Wärmeaustauscher-) Dusenkombinationen

Jede Strömung fuhrt zu einer Reduzierung der Geschwindigkeit besonders in der Grenzschicht des Stromungsvolumens. Bild 43 zeigt das Stromungsprofil in einem Diffusor-Dusen-Ubergan Zu Beginn der Einströmung sorgt der Diffusor gegenüber dem zylindrischen Stromungskanal f eine zusatzliche Reduzierung der Stromungsgeschwindigkeit unter anderem in der Stromungs¬ grenzschicht Der Diffusorwinkel ist dabei so gewählt, dass eine Ablösung der Stromungsgren schicht, eg hervorgerufen durch lokale Turbulenzen ( ausserhalb der Strömung ) vermieden w ird Im Vergleich zu einem Stromungskanal mit konstantem Querschnitt reduziert ein Diffus unter diesen Bedingungen und bei einer gegebenen Re-Zahl am Einstromungsquerschnitt ( cf

- die anfangliche Stromungskanallange, 1 , in der das transversale Stromungsprofil instabil ist und damit auch den Beitrag zum Reibungswiderstand Fp, der durch Reibung im Innern der Strömung auftritt ( cf. Bild 7b , und/oder

- den Beitrag zum Reibunswiderstand, Fp. durch Reibung zwischen Rohrinnenwandungen im Bereich des Diffusors und strömendem Medium und/oder

- den laminaren Anteil mit parabelformiger transversaler ( transkanaler ) Geschwindigkeits- verteilung relativ zum turbulenten Anteil mit exponentieller oder logarithmischer transversale Geschw indigkeitsverteilung an der Gesamtstromung und/oder

- den Existenzbereich labiler Stabilität der laminaren Strömung oberhalb der kritischen Re-Zah

Infolgedessen resultiert nach einer Stromungszeit t_$ beziehungsweise nach einem Stromungsw l_s unter identischen Stromungsbedingungen ( identische Re-Zahl, Stromungsgeschwindigkeit v und Querschnitt A₀ an der Einstromungstelle ) eine relative Erhöhung von v _χ(Dιff) in der Diffusorstromung verglichen zu v _maχ(Str) einer Strömung im ( eg zylindrischen ) Stromungs¬ kanal mit konstantem Stromungsquerschnitt ( s Bild 44 ) Entsprechend ist für den operativen Re-Bereich der Durchmesser des Einstromungsoffnung des Diffusors, D₀, zu wählen, sodass l_s und 1, 1 ( annähernd ) identisch sind

Insgesamt erfolgt eine Abbremsung der Strömung in der Grenzschicht verbunden mit einer ( Relativ - ) Beschleunigung in der Stromungsmitte. Bereits bei konstanten Temperaturen fuhrt die Differenz Δv_ma = v (Diff) - \_maχ(Str) aber auch in der ( transversalen ) Stromungsmitt eines Diffusors zu einer Relativerhohung des lokalen Partialdurchsatzes z*δq_m relativ zum entsprechenden Partialdurchsatz in der Mitte eines ( konventionellen ) konzentrischen Stromunsgkanals. wahrend sich in der Grenzschicht des Diffusors eine relative Geschwindig¬ keits- und resultierende Durchsatzverminderung -( l-z)δq_m = ( z-l)δq_m einstellt, die in Gleichung (55) nicht berücksichtigt ist Für gegebene q_m am Einstromungsquerschnitt handelt sich um eine ( momentane ) Relativ-Erhohung von F im zentralen Diffusorbereich Da Fp, = F_p - F_F und F_D den Term F_F ergänzt, handelt es sichOei z*δq_m um eine Erhöhung von F_D, die für anschhessende Düsen eg beim Momentumtransfer wahrend der Dampfabscheidung von besonderer Bedeutung ist, wahrend sie bei A,/B -Diaphragmen relativ unbedeutend ist

Mit Widerstands- und oder Induktions-beheizten Wandungen wird eine ( zunächst lokale ) Erw armung und Expansion des Dampfes ( in der Grenzschicht ) erzeugt, die eine Erhöhung de Geschwindigkeit und des Impulses in der Grenzschicht der Strömung bewirken und sich darüber progressiv in transversaler Richtung auf das Gesamtprofil der Stromungsgeschwindigkeit ausbreiten ( cf Position 2. Bild 43 ) Der in Bild 43 dargestellte Zusammenhang gilt so ohl fui transmembrane Stromungskanale als auch für die Schlifze in transkanalen Wärmeaustauschern selbst Auf diese Weise w ird v_maχ(Dιff) und Δv_maχ gegenüber beheizten zyhndnchen Dampf- fuhrungen vergrossert

Für die Beibehaltung und/oder signifikante Erhöhung des transmembranen Dampfstromimpulses w ird der ( ggfs Diffusor- ) Stromungskanal mit einer stetigen Verengung des Stromungsquer¬ schnittes kombiniert Diese Verengung hat entweder eine Dusenform. vorzugsweise eine Über¬ schau- oder eine -Lavalduse ( -nform. cf Technische Losungen zum Kapitel Bifurkationen ) Der Winkel und die Form der ansch essenden Stromungskanalverengung ( Düse ) wird so gew ählt, dass der Geschw indigkeitsge inn Δv _maχ optimal in eine Vergrosserung von F_D umgesetzt wird

3 2 Dusen-Bifurkations - Kombinationen mit und ohne Difusoren ( cf nächstes Kapitel )

Die entsprechenden Kombinationen erlauben relativ hohe ( Austritts- ) Geschwindigkeiten der transmembranen Dampfstromung und werden beim transmembranen Stoff trän sport zw ischen einer B_] - Verdampfungseinheit und einer C - Abscheideeinheit ( cf. Erster Teil , aber auch zum Aufbau eines ausreichenden ( Stau- ) Druckes für erfolgreiche Abzweigung und Ruckstromung einer Teilmenge des Dampfstromes über Bifurkationen benotigt ( cf nachfolgende Kapitel ) In einem unbeheizten Diffusor vermindert sich die Geschwindigkeit v in Stromungsrichtung pro¬ portional zum Offnungswinkel δ ( Bild 43. Position 2 vs 1 ) Offnungswinkel und Heizleistung werden so aufeinander abgestimmt, dass der Bremseffekt infolge stetiger Diffusorerweiterung ( mit und ohne Ablösung, 1 e Turbulenzen und oder Todstromungen ) zwischen Stromungs¬ grenzschicht in der Bilanz eine Relativbeschleunigung bei Eintritt in die stetige Dusen- Verengung ( Position 3, Bild 43 ) erfahrt, spätestens jedoch am engsten Dusenquerschnitt ( Position 4 ) die Geschwindigkeit bei Eintritt in den Diffusor ( Position 1 ) über dem Gesamt¬ profil in Position 4, mindestens aber in der dortigen Grenzschicht übertrifft und damit die Voraussetzungen schafft für einen Impuls, der a) einen erfolgreichen Bifurkationsstrom zurück in die ursprüngliche ( konventionelle ) Verdamplungskammer gew ährleistet, die als Dampfreservoir fungiert b) ausreicht, um die Funktionen des nicht-abgezweigten ( Bifurkations- ) Dampfstromes ( der eg entweder in der Mitte des Stromungskanales oder am ( ggfs selektiven und in mit a) ab¬ gestimmten ) Bereichen seiner Peripherie ) für den transmembranen Stofftransport zu gew hrleisten

Dem Diffusor kommt in einer Diffusor-Dusen - Kombination die Rolle der Vorbereitung der relativen ( cf ohne Heizung und Düse ) und absoluten Impulserhohung ( im gegenüber dem Dampf überhitzten Zustand ) bei minimierten Pumpleistungsverlusten zu, die im Fall a) einen zusatzlichen Beitrag zu Fr-, in Gleichung (55) leistet, der im nachfolgenden Kapitel hergeleitet wird Die Düsen zur Forderung von Bifurkationsruckstromen können sowohl aus Uberschall- oder La aldüsen bestehen und werden wahlweise auch ohne Diffusor eingesetzt

3 3 Bauteil- ' Oszillationen

Absolutlange und absoluter Kontaktflachenbetrag pro Absolutlange und absoluter Kontakt¬ flachenbetrag pro Diffusor sind von grosser Bedeutung und um ein reelles Vielfaches grosser als die entsprechenden Grossen einer koexistierenden Düse und der Diffusor des Offnungs inkels eines Diffusors, δ ( 1 e 0° < δ < 180° ), ist vorzugsweise kleiner als der Einstromwinkel ε ( ι e 0^C < ε < 180° ) einer nachfolgenden Düse und beide Querschnittsveranderungen vorzugs¬ weise stetig ( cf Bild 43 ) Aufgrund begrenzter Platzverhaltnisse in einer gegebenen Anlagen- version k_önnen die Dimensionen der beteiligten transmembranen Bauteile nicht beliebig ausge¬ weitet werden ( n b die Grossenverhaltnisse entlang den Translationsachsen in den Bildern dieser Patentanmeldung sind w llkurhch gewählt ) Die Bauteilkombinationen mit Düse haben besondere Bedeutung für eine effiziente transmembrane Erwärmung grosser Dampfmengen unter Einsatz von Wärmeaustauschern, da sie sich wiederholende Diffusor-Dusen-Kombinationen. 1 oszillierende transmembranen Stromungskanal-Bauteile und damit die Mittel für weitergehend Manipulationen von F_D und F_p ermöglichen ( cf EP- Anmeldung 9 41 1991 9 [6] und Gleichun

(55) )

3 4 Druck-angetriebene Stoffstrome

Druck-angetnebene Stoffstrome werden entweder in Teileinheiten des Sogstrom-betnebenen Gesamtverfahrens vor der Mischungskammer und/oder in Verbindung mit transmembranen Plasmakanonen für beliebigen Einheiten einschhesshch der PD-Membran v or Abscheidung eingestezt Für Druckangetriebene ( transmembrane ) Stoffstrome werden sowohl Uberschall- dusen als auch Lavaldüsen eingesetzt

Technische Losungen und Anspr che

In Verbindung mit dem vorbezeichneten Verfahren werden deshalb folgende technische Details beansprucht:

1 Dampfabscheιdeverfahn_n. deren Fordermenge durch eine Porenmembran Diaphragma* kontrolliert wird, und in deren transmembranen Stromungskanalen Uberschalldusen eingese werden ( ... und in deren mindestens einen transmembranen Stromungskanal mindestens ein Uberschallduse eingesetzt wird ) und/oder

2 Dampfabscheideverfahren wie 1., deren Uberschalldusen von einer Verlustziffer ζy im Bereich 0.001 bis 10 0. vorzugsweise im Bereich 0.1 bis 5.0 gekennzeichnet sind.

4 Bifurkationen und Düsen, insbesondere Lavaldüsen

Im vo ezeichneten Dampfabscheideverfahren wird, sofern nicht anders gekennzeichnet ( cf Ventilatoren etc., Zweiter Teil der Erfindung, weiter unten und/oder für F_D < F_F oder Fr-, F_p. s. Dritter Teil ) eine Teilmenge der ( transmembranen ) Dampfstromung(en) über Bifurkationen vom transmembranen Stofftransport abgezweigt und in die assoziierten Verdampfungskammer ( ggfs mehrere Verdampfungskammem ) zurückgeführt Bifurkationen sind im vorbezeichneten Dampfabscheideverfahren Stromungskanal- oder -rohrverzweigungen, die sich entweder vor der Porenmembran Diaphragma ( I e im Siebmode, s unten ) und oder in ihr innen drin ( I e im Tiefenfilter-Mode, s unten ) befinden, und die unter Ausnutzung der Impulskraft des trans¬ membranen Dampfstromes zur kontrollierten ( eg Kondensations-freien ) Teilmengen-Rück¬ führung und damit zum Aufbau des Dampfreservoirs und zur transmembranen Stromungs¬ beschleunigung durch druckreduzierungeingesetzt werden ( cf. EP- Anmeldung 941 1 1991 9 [6] und Bild 45 ff dieser Anmeldung )

Im vorbezeichneten Verfahren ist die Dampfabscheidung von einem transmembranen Stoff¬ transport mit Abzweigung einer Teilstrommenge gekennzeichnet. Der transmembrane Stoff¬ transport wird dabei ggfs von der Teilstrommengenabzweigung kontrolliert Die Aufteilung der transmembranen Stromungsmenge in einen ( erfolgreichen ' ) Bifurkationsruckstrom und in einen Evakuierungsstrom ermöglicht den eigentlichen Sogeffekt ( der nach Schhessen der Dampfquellen mit der Entleerung des Dampfreservoirs und/oder der Aperturen wieder versch indet ) und bewirkt zusammen mit der transmembranen Dampferwarmung die Triebkraft für die Geschwindigkeitsveranderung und Expansion des Gases / Dampfes wahrend des trans¬ membranen Durchganges Die Kontrolle der Impulskrafte ist deshalb von der Veränderung der Stromungsmasse zwischen Diaphragma -Einlass, i.e von dm ( entsprechend einem Stromungs¬ widerstand, s EP- Anmeldung 941 1 1991.9 [6] ) und von dm_p, ( i.e der tatsächlichen ) pro ( Haupt- ) Diaphragma evakuierten Dampfstrommenge ( ditto ) abhangig, i.e. dm = dm_D + dm_B ( 60 ) und die entsprechenden Volumina sind

V = ( 1 - α_B)V + α_BV ( 61 ) obei dni_g ( oder aXJ ) die zum Aufbau des Dampfreservoirs über die Bifurkationen zurückge¬ führten und sich in einer quasi-unendhchen Kreislaufstromung befindlichen Dampfmengen oder Dampfvolumina sind ( n b eine quasi-unendhche Kreislaufstromung ist nicht zwangsläufig mit einer Totstromung verbunden, die Fp erhöht

Zustandsgieichungen jui Stofftransport ohne transmembranen Temperaturgradient

Für den Impuls im Stromungskanal mit mindestens einer solchen Bifurkation gelten deshalb beide Terme auf der rechten^~Seιte von Gleichung (44) unabhängig davon, ob der entsprechende Stromungskanal einen Temperaturgradienten oder nicht und / oder ob der entsprechende Stromungskanal Querschnittsv eranderungen aufweist oder nicht Im unbeheizten Stromungs¬ kanal vereinfacht sich Gleichung (45 ) zu ( s nächste Seite ) v = q_v / A ( 62 ) wobei q_χ = q_m / p = dm / dt * 1/p. i.e. q_v ist der Durchsatz in eg. [ m^:7s ]. Für die Zustands¬ gieichung einer Dampfströmung im unbeheizten Strömungskanal mit ( kontrollierter ) Abzweigung einer Teilstrommenge wird aus dem ersten Term der rechten Seite in Gleichung (44) demnach: mδv/δt = m * δv/δx * δx/δt = m [ δ(q_v */A) / δx ] v

= m [ ( 1/A δq_v/δx ) - ( q_v / A² ) * ( δA/δx ) ] v ( 63 ) und analog zu Gleichung (48) ward daraus: mδv/δt = [ ( pq_v / A ) - ( δq_v/δx ) - ( pq_v ² / A² ) * ( δA δx ) ] Δx ( 64 )

Gleichung (64) gilt von x=0 bis x=x, und von x=x-, bis x=x₃. ( cf. Bild 45 ). Im Abschnitt x = X_j bis x = x₂ wird ein Dampfvolumen α_ßV über Bifurkationen von der ( transmembranen Dampfströmung abgezweigt und in die ursprüngliche Kammer zurückgeführt. Das Bifurkatio kennzeichnende Teilstromvolumen α_BV ist vom Abstand ( x-, - x- ) abhängig. Nach Bild 45 i _{χ l} ² = ( - δV / δx ) dx = ( - δV / δx ) _{χ l} ²dx = -δV/δx(x₂-x, ) = α_BV ( 65 )

Demnach wird:

( δV / δx ) = - α_BV / ( x₂ - _{X ]} ) ( 66 ) und aus dem zweiten Term der rechten Seite in Gleichung (44) wird: vδm δt = v * δ(pV)/δt = v * [ δp/δx * δx/δt ] * V + v p * [ δV/δx * δx/δt ] ( 67 )

Substitution mit Gleichungen (46) und (62) ergibt in Analogie zur Herleitung von Gleichung

(48): vδm/δt = ( δp/δx ) * v² V - [ α_BV / ( x-, - x, ) ] * v² p

= [ δp/δx - α_Bp / ( x₂ - x- ) ] * (q_v/A)² * A * Δx

= [ (q_v ²/A)- δp/δx - (q_v ²/A) * α_Bp / ( x₂ - X_j ) ] * Δx ( 68 )

Zusammen mit Gleichung (51 ) ergibt sich die Zustandsgieichung im Strömungskanal ohne Temperaturgradient, aber mit Querschnittsveränderung, i.e. von x = 0 bis x = x. und von x = bis x = x₃:

- ( P δA δx + A δP/δx ) = [ ( pq_v / A ) * ( δq_%/δx ) - ( pq_v ² / A² ) * ( ÖA/δx ) ] ( 69 ) und im entsprechenden Strömungskanal mit Teilstrommengenabzweigung über Bifurkation(e und entsprechenden Rückstrom-Kanälen, i.e. von x = x, bis x = x₂:

- ( P ÖA/δx + A δP/δx ) = [ ( pq_v / A ) * ( δQ_v/δx ) - ( pq_v ² / A² ) * ( δA δx ) ]

+ [ (q_v ²/A)* δp/δx - (q_v ²/A) * α_Bp / ( x₂ - x, ) ] ( 70 )

Für den Erhalt des operativen Impulses analog zu Gleichung (53) gilt im Strömungskanal ohn Temperaturgradient, ohne Querschnittsveränderung, und ohne Bifurkation und Bifurkations- Rückströmung ( cf. oben ): ∑F₀ = F_p - F_F = ₍ X [ pq, / A - ( δq /δx ) ] dx (71 )

Für das v orbezeichnete Diaphragma^* elches in seinen Stromungskanalen neben den Quei schittsv eranderungen ebenfalls Bifurkationen zur Abzweigung on Teilstrommengen v om transmembranen Stofftransport enthalt, gilt dagegen im ( ggfs beheizten ) Zustand ohne Temperaturgradient die an das Bifurkationsproblem angepasste Gleichung der Impulserhaltung ( cf Diaphragma*. Typ 2. Erster Teil der Erfindung )

ΣF₀ = F_p - F_F - F_D = ₍ ' [ pq / A - ( δq /Öx ) - ( pq ² / A² ) ^> ( δA/δx ) ] dx

+ _{λ l} ² [ (q ²/A)* δp/δx - (q_% ²/A) * α_Bp / ( x₂ - x, ) ] dx ( 72 )

Demnach ist im vorbezeichneten Dampfabscheideverfahren der Beitrag zur Kraft eines Diaphragmas . Fp, der ( v erglichen zum Stromungsw iderstand ) durch Zustandsanderung infolge Querschnitts- und Dichteveranderung bei Teilstrommengenabzw eigung vom transmembranen Stromungskanal ( ohne Temperaturv eranderung ) und infolge der Reduzierung der transmem¬ branen Stromungsmenge innerhalb der Membrane durch den mindestens einen Bifurkations- Ruckstrom selbst zustande kommt, gegeben aus der Differenz der Gleichungen (71 ) und (72) I e

F_D(A_m,p_m,m) = F_D(A_m) + F_D(p_m.m) _χC ³ [ ( pq_% ² / A² ) * ( δA/δx ) ] dx

+ _{χ l} ² [ q_N ²/A * ( α_Bp / ( x₂ - x, ) - δp/δx ) ] dx ( 73 ) wobei F_p,(p_rn,m) der Beitrag durch Bifurkationen ist. in der die Dichteveranderung im Gegensatz zu Gleichung (55) und zur Dichte p ( eg am Stromungseingang ) einen negativen Beitrag zu Fp_j erursacht, der ggfs entsprechende ( Konstruktions- ^"j technische Gegenmassnahmen ( eg partielle Beheizung des transmembranen Dampfstromes und oder Uberhitzung ( erst ) nach Bifurkations-Stromabzweigung und/oder geeignete Geometrieelemente etc ( cf EP-Anmeldung 941 1 1991 9 [6] ) erfordert^{^}

Es sei an dieser Stelle darauf hingewiesen, dass. entsprechend den im vorangegangenen Kapitel hergeleiteten Technischen Losungen für die ( Diffusoi- ) Stromungskanale innerhalb eines Diaphragma^*, und den daraus resultierenden Kombinationsmoghchkeiten mit den Technischen Losungen, die mindestens eine Bifurkation einschhessen, die Variablen p, q und A in den Gleichungen (71 ) - (73 ) und allen entsprechenden Gleichungen, aber auch die Variablen p, q_m und A in den Gleichungen (52) - (55) und allen entsprechenden Gleichungen Funktionen der Translationsachsen x.v und z in einem Diaphragma sind. 1 e p(x,y,z), q (x,y,z), q_m(x,y.z) und A(x > .z)

Deshalb ist es für die konstruktionelle Anlagenauslegung ΌΠ besonderem Interesse, zw ischen dem absoluten Beitrag von Fr>(A_πrp_nι,m) zur Kraft eines Diaphragmas* und seinem spezifischen Beitrag Fp ( A^.p^.m) ( cf Gleichung (56) ) pro relativer Operationslange Δx₍ ,/x-, der bei w illkürlicher Lage im Raum zu Δl₍ -/x₃ wird, I e

^FD x^{( A}πrPπr^m > = ^F _D(^Am^<Pπr ^{) ' Δ1}(o_P ⁾ ' ^ ^{{ 1 )} zu unterscheiden . wobei

^FD x = ^FD χ τ-^AT > ^{+ F}D χ(^Am) ^{+ F}D m- ' <^{■ 75} »

Da sich der Abstand Δl_(p *, = ( 1-, - 1, ) auf einen relativ kleinen Bereich des transmembranen Stromungskanales 1 = ( I - 1₃ ) Beschrankt, kann der Anteil der Bifurkationen, F_D(p ,m). an der spezifischen Gesamtkraft eines Diaphragmas*. F_{D χ}. sehr gross sein Für den Fall F_D(p_τ.A_τ) = F_D(p .m) gilt deshalb ( s nächste Seite ) F_{D χ}(_Pτ.A_τ) < F_{D χ}(p_m,m) ( 76 ) da

^FD.χ(PT'^AT> < ^{* x}3 ' ( ^]Q ^" ( ⁷⁷ ) und

^FD,χ⁽Pnr^m* < ^FD πτ^{m) *} ₃ / ( 1₂ - 1, ⁽ 78 ⁾ oder für mehrere Bifurkationen n_B pro Strömungskanal

^FD.χ nv^m> < ^{Σ F}D(P_m-^{m) *} x₃ / ∑⁽ - 1, ⁾

Während die technischen Lösungen für Fp(p_τ,A_τ) via Diffusoren und/oder Diffusor - Düsen¬ übergängen die Strömungsschnecke im Diffusorkonus favorisieren, benötigt die Optimierung der Gesamtkraft Fp, ( Konstruktions- ) technische Lösungen, die die optimierten Lösungen für Fp,(p_τ.A_τ) ggfs. aussc einschränken und/oder solche Lösungen favorisieren, die eine Kompromiss zwischen und den weiteren Termen in Gleichung (75) erfordern ( cf. Technische Lösungen im vorangegangenen und den nachfolgenden Kapiteln ). Der Anteil von F_D(p ,m) an F_D ist deshalb potentiell relativ hoch und erfordert je nach ( abzuscheidendem Produ t und Produktform geeignete Kombinationen der beanspruchten Diaphragmas* - Eleme und des resultierenden Verhältnisses F_D(p_m,m)/F_D(p_τ,A_τ) ( cf. nächstes Kapitel ).

Für die Auslegung des Diaphragma - Designs sind alle Grossen in den Gleichungen (54), (55 (72) und (73) durch Experimente oder Berechnungen präzise bestimmbar. Es sei darauf hingewiesen, dass der Gradient δP/δx in den Gleichungen (54) und (72) den lokalen Druck¬ gradienten eg. zwischen Eingang und Ausgang der transmembranen Gasströmung in die näch folgende Kammer repräsentiert und aufgrund der grossen hydrodynamischen Druckunterschie zur Umgebung nicht zu verwechseln mit dem makroskopischen Druckgradienten dp/dx zwisc zwei benachbarten ( konventionellen ) Kammern.

Bei einem Diaphragma mit Bifurkationen und entsprechenden Rückstrom ( cf. oben ) entspri F_p, entgegen dem klassischen Impulssatz für strömende Medien nicht der Differenz zwischen integralen Austritts- und der Eintrittsimpulskraft pro Diaphragma*-Element, sondern nur der Differenz zwischen Austrittsimpulskraft in die ursprüngliche Kammer minus Eintrittsimpulsk in den Strömungskanal. Der Bifurkations-Teilstrom bildet einen quasi-unendlichen Kreislauf¬ strom zum Aufbau von dp/dx und der resultierenden transmembranen Sogkraft F_Sot , solange Dampf aus den Quellen einer Kammer nachgeführt wird. Die stetige Zuführung vofi Impulskr über die Bifurkationsströme in die ( ursprüngliche ) Verdampfungskammer ist eine Energie¬ quelle, die in der Temperaturführung der entsprechenden Kammer einschliesslich ihrer Quelle berücksichtigt wird. Die entsprechende Temperaturkontrolle schliesst eg. für relativ grosse α_B Werte die Möglichkeit einer ( ggfs. lokalen ) Kühlung mit ein. Da der Durchsatz ( Förderstro durch das Diaphragma* vor der Abscheidekammer den Durchsatz des Gesamtverfahrens kontrolliert und zur Beschleunigung des entsprechenden transmembranen Dampf transportes einen lokalen Soggradienten benötigt, treibt der Sogstrom auch dann das Verfahren an. wenn Stoff trän sport aus einem Teil der Verdampfungskammem ohne Bifurkationen gesteuert wird ( cf. weiter unten ).

Die charakteristische Grosse, die die Triebkraft des Verfahrens ( i.e. die Pumpgeschwindigkeit S ) mit dem Diaphragma^* vor Abscheidung als das die Gesamtdurchsatzrate q_v kontrollierend Bauteil verknüpft, ist die pro Strömungskanal effektiv entlassene Durchsatzrate q_{v D} ( cf. Diaphragma* -Typ 2. Erster Teil der Erfindung ). Für gegebene ΣF(S), T und eine gegebene - Diaphragma* -Konfiguration ergibt sich ein konstanter Wert q_{v 0} ^• = q_Y-o ) + ⁿB * 0.B P^ro Strömungskanal. So kann dieser Wert für eine gegebene Pumpge^'schwihdigkeit S auf unter¬ schiedlichen Wegen dT und dm_B ( eg. durch Schliessen der Blenden wird dm = 0, dann auch dm_B = 0. s EP- Anmeldung 941 1 1991 9 [6] ) oder für ein gegebenes Diaphragma* - Design dm_B auf verschiedenen Wegen dS und dT ( eg dT = 0 für ein Offnen der Verdampfungsq^'uellen nacn Einstellung aller Betriebstemperaturen ) wahrend der Startphase des Verfahrens eingestellt werden Die effektive Durchsatzrate q _{0 D} ist proportional zur Pumpgeschw indigkeit S ist ermöglicht und auf diese Weise zum ersten Mal die echte Verfahrenskontrolle eines Dampf- abscheideverfahrens

Für eine gegebene Pumpgeschwindigkeit ist q ₀ D beziehungsweise q_{% D} umso grosser. je kleiner F_D ist und umgekehrt Folglich ist Fp von der Pumpgesch indigkeit S und der resultierenden Austrittsimpulskraft des Evakuierungs - Teilstroms entkoppelt ( cf EP- Anmeldung 941 1 1991 9 [6] ) q ₀ p, beziehungsweise q r-, sind kein expliziter Bestandteil von Fp in Gleichungen (72) und (73), I e die Kraft Fp, einer Bifurkations-gesteuerten Porenmembran entspricht dem totalem Differential des Impulssatzes für stromende Gase im Stromungskanal mit der Durchsatzrate q ₀ als Variable, nicht aber der effektiven Durchsatzrate q ₀ p D-^e wesentlichen zur Kraft des Diaphragmas* beitragenden phy sikalische Faktoren sind niert demnach

1 die Differenz der Impulskrafte vor Eintritt in den (die) Bιfurkatιonsbereιch(e) und im Bifurkationsstrom danach, für die die Triebkraft durch den Druckgradienten ( δp/δx )(S) gegeben ist. deren Betrag aber von den Bifurkationsparametern α. ( x₂ - x* ) etc kontrolliert werden

2 die resultierenden Zustandsdifferenz ( v,p,p ) zwischen der in den Stromungskanal eingelassenen und in die nächstfolgende Kammer evakuierten Gasmenge und dem resultierenden Inkrement zu 1

3 die Differenz aus der Gesamtdifferenz der Impulskrafte. resultierend aus 1 und 2 . einerseits und den ( hydrodynamischen ) Druck- und Geschwindigkeitsverlusten infolge Reibung. Turbulenzen etc , i.e Fp ₀ ), andererseits

Die folgende Prazisierung der Gleichungen (71 ) - (73) weist diese Entkopplung von F_p, und q_{N p}, und damit von S nach Für ein Diaphragma*, welches unter Ausnutzung eines eg sym¬ metrischen Bifurkationspaars ( mit n_B = 2 ) das Dampfreservoir in einer ( konventionellen ) \ erdampfungskammer aufbaut ( cf Bild 45 ), gilt die bereits erwähnte Gleichung

9*. = qM = q D ^{+ n}B ^* <L B = <ύ ^{+ n}B ^{α c}K ( ⁷⁹ > und q = _χ( ² [ δq / δx ] dx = _λ, ' [ δq _D / δx ] dx + n_B * _χ, ° [ δq_{x B}/ δx ] dx ( 80 )

Substitution von Gleichung (79 ) ergibt die an das Bifurkationsproblem angepasste Zustands- gleichung für transmembrane Impulserhaltung ( cf Gleichung (72) )

ΣF₍₎ = F_p - F_F - F_D = _f ² [ pq_% , / A - ( δq ,/δx ) - ( pq, ,² / A² ) * ( δA/δx ) ] dx

+ _{χ l} ^: [ q , ²/A * ( δp/δx - α_Bp / ( x₂ - x, ) ) ] dx

= x2-^ l P<k D I ^{A ' δc}K D^{/δλ ]} - ⁽ P^v D^{2 A2 )} X ^{δA/δx )} 1 ^dx + n_B - _λ2 ° [ pq _B / A * ( δq _ß/δx ) - ( pq_{v B} ² / A² ) * ( δA/δx ) ] dx ( 81 )

Analog gilt für den konventionellen Stromungskanal ( cf Gleichung (71 ) ) _s = κ₍ ² [ δq_{% 1} / δx ] dx = _χ,/ δq / δx ] dx ⁽ 82 ⁾ und Substitution von Gleichung (82) in Gleichung (71 ) ergibt: ΣF₀ = F_p - F_F = _χ ^? [ pq / A - ( δq_v/δx ) ] dx = _χC ² [ pq_{s j}/ A * ( δq_{v i}/δx ) ] dx

= x2^^? i X.I^{1 A} " ^{( δ}q_v.ι ^{δ )} l ^{dχ (} 83 ⁾

Aus der der Differenz der Gleichungen (83) und (81 ) ergibt sich die Präzision der Kraft eines Diaphragmas mit Bifurkations-kontrolliertem transmembranen Stofftransport

F_D(A_m,p_m.m) = _{χ ]} ² [ q_{% i} ²/A - ( α_Bp / ( x₂ - x, ) - δp/δx ) ] dx

+ _x( ² [ ( pq_v,,² / A² ) * ( δA/δx ) ] dx

= + _x; [ p/A * [ q_{v D} ( δq_{v D}/δx ) - q_vj ( δq_v δx ) ] - ( pq_{v D} ² / A² ) - ( δA/δx ) ] dx

+ n_B * _χ *° [ pq_{v B} / A δq_{v ß}/δx ) - ( pq_{v B} ² / A² ) * ( δA δx ) ] dx ( 84 )

Es ist offensichtlich, dass die Definition von Fp(A_m,p_m,m) = fn ( q_{v D} ) einen Scheinwert _χ2 ^? [ p/A * [ - q_{v i} ( δq_Vιi/δx ) ] dx mit einschliesst ( cf. rechte Seite der Gleichung (81), der nur deshalb existiert, weil die andere Terme existieren und einen Beitrag zu F_D(A ,p m) ( im instationären Zustand ) leistet, obw q_v ■ im Evakuierungstrom nicht auftritt ( cf. Turbulenzentwicklungen an Bifurkationen, unten

Im stationären ( und instationären ) Zustand steigt q_v p mit fallender Kraft Fp(A_τ^,p ,m) und sinkendem Bifurkationsstromimpuls etc. Aus konstruktionstechnischer Sicht ist die dominiere de Rolle des Faktors α, der absoluten Querschnitte und der Querschnittsveränderungen im Abschnitt x --> x₃ ( Evakuierungsstrom q_v r-, ) und x-, — > x_Q ( Bifurkationsstrom q_{v B} ) offen¬ sichtlich, wobei δp eine Diaphragma*- spezifische Variable mit massgeblich Einflus^'s auf den resultierenden Sogeffekt ist, der das Gesamtverfahren antreibt und q_v ^max kontrolliert. Im vorbezeichnetem Verfahren werden die Diaphragmen so eingesetzt, dass sinkende δp(S)-We durch steigende Durchsätze ∑q_{v p}-(S) und durch steigendeStrömungsgeschwindigkeiten kompensiert werden und auf diese Weise betriebsbedingte Schwankungen im Förderstrom ausgeglichen werden können.

Für unsymmetrische Bifurkationen ( und Bifurkationspaare, cf. nächstes Kapitel ) ändert sich Gleichung ( 79 ) zu _v = qv.i ⁺ ß.=ι^∑nß( ßi> ⁺ ßi^{) ) ( 8}5 ⁾ und die Gleichungen (80) - (84) ändern sich entsprechend, wobei ß: hier die ( Lauf- ) Variable der Anzahl n« der Bifurkationen eines transmembranen Strömungskanals ist und 1 < n« < 00 ( cf. EP-941 1 1991.9 [6] ). Die beiden prinzipiellen Bifurkationen sind diejenigen, in denen die (i) Querschnittssummen der abzweigenden Kanäle identisch sind mit dem Querschnitt des prinzipiellen Stromzu- ( und -ab- ) flusses. i.e.

^AB ^{+ A}D ^{= A}i

( cf. Bild 46a.b. hier für das umgekehrte Problem des Zusammenflusses zweier Ströme ). und ( diejenigen, bei denen gilt

^AB ^{+ A}D ^{> A}i wobei A_p. = A- ( Bild 46c ). Die operativen Verlustziffern sind im Wesentlichen eine Funktion des Abzweigungswinkeis direkt an der Bifurkationsstelle. α'_B, zwischen Bifurkationsruck- stromkanal und transmembranen Stromungskanal an der Abzweigungsstelle ( i.e nicht die gesamte Krümmung, die vom Bifurkationsruckstromkanal insgesamt beschntten wird ). sow ιe den Verhaltnissen der entsprechenden Stromungsgeschwindigkeiten . i.e. R/V und ^X^, sowie den resultierenden ( lokalen ) Forderstromen _ß/q , und q_v p/q , Bild 4 /zeigt die Stromungs- verhaltnisse an einer Bifurkation des zweiten Typs für q_{v B} < q_v , ( oben ) . q _B > q ( Mitte ) und q_{v B}= 0 ( unten ) Für q*_, < q , bildet sich nach Eintreten der Strömung in den Bifurka¬ tionsruckstromkanal eine Todstromung ( Stromungswirbel ) direkt vor der Gabelspitze, die unter anderem eine Folge des Diffusoreffektes ( s oben ) an dieser Stelle und dem damit verbundenen lokalem Druckabfall ( i.e positiver Druckgradient ) ist Ablösungen dieser Wirbel fuhren zu instationaren Stromungszustanden, i.e. Oszillationen in q_{% ß}. Für q _B > q _ bildet sich dieser Wirbel im Evakuierungskanal ( Bild 47. Mitte ) mit der Möglichkeit zu instationaren Zustanden eben dort, wahrend sich die Wirbel für q _ß= 0 ungefähr in der Mitte der Wirbelposition der beiden vorangegangenen Falle befindet Die entsprechenden Verlustziffern enthalten den Schock-Einfluss infolge Diffusoraufweitung. die Krummerverluste im Bifurkationsruckstrom¬ kanal ( cf. nächstes Kapitel ) so ie ggfs. einen Restwert für den Bifurkationsruckstromkanal. der aufgrund der Erhöhung der Stromungsenergie im Evakuierungsstrom infolge der Einleitung eines Teils der Stromungsgrenzschicht in den Bifurkationsruckstromkanal zustande kommt Die Verlustziffern von Bifurkationen ζ_B werden deshalb in der Regel als Relativwerte bezogen auf die Stromungsverhaltnisse im Einstromkanal mit v_r q _t und A_: ausgedruckt

ζß = ζp.B ⁺ ζp.D ⁺ ^Erw ( 6⁾

wobei für den Bifurkationsruckstrom gilt

ζ_pB = A'[ l+(v_ß ²/v,²) - 2(v_ß/v_])cosα ] - K'_B ( v_ß/v, )² (87) oder ζ_pß = A'[ l - 2 ( q_{χ ß} / q , )* ( A, / A_ß ) cosot ]

- K'_B (q_%._B/q_{% 1} )^»(A,/A_B)² (88) mit

und μ = Stromungskontraktionskoeffizient ( für Bifurkationen des Types Ap = A_] ist K_ß =

ζ_pB -= 04[ l-l ^/v,²) ] (89)

und sind im Fall A_ß + Ap = A, im Bild 48 als Funktion von \_D/v , wiedergegeben Femer muss für Re-Zahlen > 1(T die Verlustziffer

ζ_Er* = ⁺ _F ⁽90⁾

ERSÄTZBLATT (REGEL 26) zu ζp _D hinzuaddiert werden, wobei A_Q und A, die Querschnitte des entsprechenden Diffusors ( s. oben ). p,*_ff der entsprechende Schockkoeffizient ( s. Bild 49 ) und ζp die Reibungsverlust¬ ziffer ( s. unten ) sind. Da ζ_ß vom Verhältnis A_ß/Aτ und Ap/A* unabhängig ist. werden die entsprechenden Koeffizienten als Funktion des Vernältnisses v_ß/v* und Vp/V: sowie q_{v ß}/q ■ un q_{v BD}/q_{v j} angegeben. Eine Abrundung der Bifurkationskanten ( Bild 50 unα Bild 94 /TCT- Aήmeldiing ) führt zu einer starken Reduzierung von ζp,, da die entsprechenden W irbel reduzie werden, insbesondere dann, wenn diese in Verbindung mit einem Düsen-artig zulaufenden und/oder gekrümmten ( gerundeten ) Bifurkationsruckstromkanal verbunden werden ( Bild 1 ) da durch diese Massnahmen sowohl die Strömungsgeschwindigkeit direkt an der Abzweigung, der Effekt des Rotationswinkels α'_B , und die resultierenden Strömungswirbel reduziert werden Eingang finden diese Massnahmen in Schwalbenschwanz-artigen Bifurkationen ( Bild 52 ). so wie den Lösungen eg. aus EP 941 1 1991.9-, Bild 40 und PCT vom 19. Juli 1995. Bild 94.

Technische Lösungen und Ansprüche

Es wird in Verbindung mit dem vorbezeichneten Dampftransport- und -abscheideverfahren beansprucht:

1. Allgemeine Bifurkationseigenschaften

Ansprüche:

1. Bifurkationen für die vorbezeichnete Porenmembran Diaphragma , dadurch gekennzeichnet dass die Querschnittsflächenverhältnisse im Bereich 0.05 * A* < ( A_ß + A_D ) </= 50 * A:, vorzugsweise 0.1 * A* < ( A_ß + Ap, ) </= 10 * A* und/oder die Verhältnisse der entsprechenden hydraulischen Durchmesser 0.05 * D_H • < ( D_{H ß} + D_{H D} ) </+ 50 * D_H •, vorzugsweise 0.1 * ^DH i ^{< ( D}H B ^{+ D}H D -^{1 <J+ 10 * D}H i und/oder^*

2. Bifurkationen nach 1, dadurch gekennzeichnet, dass der Strömungsrotationswinkel an der Bifurkationsstelle im Bereich 0.1 ° < α'_ß </= 90°, vorzugsweise im Bereich 0.5° < α'_ß </= 60° liegt und/oder

3. Bifurkationen nach 1. und/oder 2.. weiter dadurch gekennzeichnet dass die Verhältnisse der Förderstrommengen 0.01 < q_{v ß}/q_v • </= 1.0. vorzugsweise im Bereich 0.1 < q_{v ß}/q_v ■ </= 0.8 sowie die entsprechenden Verlustziffern ζ_{p B} im Bereich von - 10 bis +1 10 liegen und oder

4. Bifurkationen nach einem oder mehreren der Ansprüche 1. bis 3.. weiter dadurch gekenn¬ zeichnet dass die Verhältnisse der Förderstrommengen 0.01 < q_{v p},/q_v • </= 1.0. vorzugsweise im Bereich 0.1 < q_v p,/q_v • </= 0.8 sowie die entsprechenden Verlustziffern ζ_p p, im Bereich von - 100 bis + 10 liegen und/oder

5. Bifurkationen nach einem oder mehreren der Ansprüche 1. bis 4.. weiter dadurch gekenn¬ zeichnet dass der relative Krümmungsradius an der Bifurkationsstelle mit dem Durchmesser d'_ß im Bereich von 0.01 < r'_ß/d'_ß </= 50. vorzugsweise im Bereich von 0.1 < r'_ß/d'_B < = 10 liegt und/oder

6. Bifurkationen nach einem oder mehreren der Ansprüche 1. bis 5.. weiter dadurch gekenn¬ zeichnet dass der Bifurkationsdüsenwinkel δ'_B = α'_ß - α _B ■ im Bereich von 0.01 ° bis 30°. vorzugsweise im Bereich von 0.1 ^c bis 15° liegt und/oder

7. Bifurkationen nach einem oder mehreren der Ansprüche 1. bis 6.. weiter dadurch gekenn¬ zeichnet dass die Strömungskanäle der Bifurkation konzentrische Querschnitte aufweisen und/oder

8. Bifurkationen nach einem oder mehreren der Ansprüche 1. bis 7.. weiter dadurch gekenn¬ zeichnet dass die Strömungskanäle der Bifurkation rechtwinklige Querschnitte aufweisen und/oder Düsen - Übergang ) angepasst werden, dass eine optimale Ausnutzung der Impulskraft strömen der Medien im Stromungskanal für den Zweck des vorbezeichneten Dampfabscheideverlahrens ermöglicht wird

Anspruch

13 Bifurkationsbauteile für die vorbezeichnete Membran nach einem oder mehreren der Ansprüche 1 bis 12 . zur lokalen Forderung des Sogeffektes auf und der Kontrollmoghchkeiten

3 Bifurkationen und Düsen ( im konventionellen Stromungskanal ) - Querschnittsveranderungen ohne oder mit vernachlassigbaren Temperaturgradienten zur Forderung des Bifurkations- Ruckstromes werden unter anderem mit Düsen im transmembranen Stromungskanal vor Bifurkationen erzielt Unabhängig von der Art der angewandten Dusenform fuhrt die Verengung des Stromungsquerschnittes zu einer Erhöhung der Stromungsgeschw indigkeit und damit des entsprechenden hydrodynamischen ( Stau- ) Druckes Für einen gegebenen Offnungs-Durch- messer ( eg (x₂ - x- ) oder d_ß oder d_ß = x-, - x, ) eines Bifurkations-Ruckstromkanales steigt deshalb der Ruckstromdruck p_B und das Druck Verhältnis p_B/p_j ( p- Gesamtdruck bei Einströ¬ mung in den transmembranen Stromungskanal ) und somit die ( Partial- ) Kraft eines Diaphragmas*. F_D(p ,A m) Querschnittsverengungen im transmembranen Stromungskanal zur Forderung eines Bifurkations-Ruckstromes sind deshalb ein grundsätzliches Bauelement eines Diaphragmas . um einen transmembranen Druckgradienten bei vernachlassιgbarem(/n) Wärmeaustausch mit ( und Temperatureffekten in ) der transmembranen Strömung Da ein transmembraner Druckgradient vor der Dampfabscheidekammer zur Kontrolle des Gesamt- v erfahrens erforderlich ist, sind Bifirkationen und infolgedessen transmembranen Stromungs- kanalverengungen ein grundsatzlicher Bestandteil des orbezeichneten Dampfabscheide- v erfahrens

Yλ erden ausser Düsen keine weiteren Massnahmen zur Optimierung der transmembranen Stromungsmechanik vorgenommen ( eg Beheizung derart, dass ein negativer Temperatur¬ gradient aufgebaut ird. Einsatz von Diffusoren etc , cf oben ), ist die Form und die Art der angew andten Düse zur Forderung des Bifurkations-Ruckstromes besonders wichtig In diesem Fall ist die Auswahl der Dusenform in erster Linie von der im Bifurkationsbereich lokal operativ en Triebkraft abhangig, I e von der Art, wie die Triebkraft des Gesamtverfahrens für den transmembranen Stofftransport im Bifurkationsbereich wirkt

Anspruch

14 Bifurkationen nach einem oder mehreren der Ansprüche 1 bis 13 , weiter dadurch gekenn¬ zeichnet dass der Dampftransport im Bereich der Bifurkationen bei Druckstromantrieb die Bifurkationen in eine Uberschallduse oder in eine Uberschalldusen-artige Dusenform einge¬ passt werden ( Bild 55a ) bei Dampftransport und seine Beschleunigung mit einem Sogstrom _l e Antrieb ( ' Ansauge' ) durch Unterdruck in der Zielkammer, in Lavaldüsen oder Lav aldusen- -artige Kanalabschnitte ( cf EP- Anmeldung 941 1 1991 9 [6] ) zwecks Verengung des Stromungs^¬ querschnittes eingepasst werden ( Bild 55b ), und zw ar im Bereich des La al-Dusenquerschnitte ( Bild 55c ) ( cf nächster Abschnitt ). wobei 0 01 < d,/d-, < 100 und 0 1 < l./l-, < 10 ( cf Bild 55a ). f_ür Lav aldüsen und 1 1 < d,/d-, < 100 und 0 3 < 1/3-, < 10 für Uberschalldusen ( cf Bild 55b )

Die kontinuierliche Erweiterung des Dusenquerschnittes auf der Sogseite der Lav alduse erhöht den Sogeffekt auf die transmembrane Dampfstromung v or Passieren des Lav al-Dusenquerschnit- tes om Durchmesser d* gegenüber vergleichbaren Dampfstromungen vor Verlassen des Uber- schalldüsenausganges mit gleichem Durchmesser dy ( i.e. d* = dp- ). da analog zu den Strömungsverhältnissen in einem Diffusor diskontinuierliche Querschnittserweiterungen mit nicht-abgerundetem Übergang vom ( konzentrischen ) Strömungskanal in den Diffusorbereich mit Offnungswinkel δ ( eg. besonders bei grossen δ wie bei 90° < δ < 360^c ) mit grösseren Turbulenzen verbunden sind als bei einem kontinuierlichen Übergang vom ( konzentrischen ) Strömungskanal in einen Diffusor mit gleichem Öffnungswinkel ( cf. Bild 56 ). Unter diesem Aspekt bildet ein freistehender Ausgang der Überschalldüse, i.e. ein Düsenende ohne Übergan in eine andere Form oder in ein anderes Element des transmembranen Stromungskanales ( cf. Bild 55b ). einen Öffnungswinkel 360° und somit eine potentielle Quelle starker Turbulenz¬ entwicklung ( Strömungswirbel ). die den Sogeffekt herabsetzt, weil die Strömung nach der Öffnung stark gestört werden, bei vergleichbaren Strömungsbedingungen auf jeden Fall aber stärker reduziert wird als bei Einsatz eines Laval-Düsenausganges.

Anspruch:

15. Bifurkationen nach einem oder mehreren der Ansprüche 1. bis 14.. weiter dadurch gekenn¬ zeichnet dass der bevorzugte Ort des mindestens einen Bifurkations-Rückstromkanales innerh der Laval-Düse im Bereich des Laval-Düsenquerschnittes mit dem Durchmesser d, ist oder in seiner näheren Umgebung liegt ( Bild 55d ). und sich der bevorzugte Ort des mindestens einen Bifurkations-Rückstromkanales in der Überschalldüse ggfs. direkt am Ausgang ( mit dem Dur messer d_p,, s. oben ) oder in seiner unmittelbaren Nähe ( Bild 55e ) befindet, die Konstruktions möglichkeiten des Bifurkationsrückstromkanales umfassen Abzweigungen an Segmenten des zylindrischen Düsenumfanges, die sich bei Bifurkationspaaren ( cf. EP- Anmeldung 941 1 1991. [6] ) symmetrisch ( Bild 55f ) und bei mehr als zwei Bifurkationen pro Querschnitt symmetrisc oder unsymmetrisch ( Bild 55g ) zur zentralen Düsenachse gegenüberliegen können, oder alle Segmente schliessen sich zu einer ringförmigen Bifurkation ( bei Einströmung ), die dann i einen Rundum-Rückstrom- oder Ringkanal den Bifurkationsstrom in die ursprüngliche Kamm zurückführt ( Bild 55h ), dieser Rundum-Rückstrom- oder Ringkanal kann sich über weitere Bifurkationen in Ringkanalsegmente verengen und oder erweitem und dadurch die Rückstromgeschwindigkeit und den Auströmdruck p_j*. manipulieren, zu dessen Grob- und Feinadjustage ggfs. Aperturen eingesetzt werden ( cf Bild 55i ).

4. Düsenausvvahl - Der grundlegende Unterschied zwischen (i) einem Diaphragma , dass nur a unverzweigten Strömungskanälen besteht ( eg. Diffusoren, Diffusor-Düsenkombinationen, Krümmer. Krümmerkombinationen etc., cf. oben und folgende Kapitel ) und (ii) einem Diaphragma^* mit wie auch immer gearteten Bifurkationen besteht in den Freiheitsgraden der p transmembranem Strömungskanal lokal operativen Triebkräfte. Der transmembrane Stofftrans¬ port im Diaphragma* vom Typ (i) wird vorzugsweise entweder a) nur von einem ( transmembr nen ) Druckstrom oder b) nur von einem ( transmembranen ) Sogstrom angetrieben. Dagegen kann der transmembrane Stofftransport in Diaphragmen* mit Bifurkationen ( i.e. Typ (ii) ) dur die Teilstromabzweigung von einem lokalen Triebkraftwechsel begleitet sein, ohne dass sich dabei die Strömungsgeschwindigkeit signifikant reduziert. Ein Triebkraftwechsel ohne Teil¬ stromabzweigung, aber eg. infolge Reibung umfasst dagegen signifikante Strömungsbereiche i transmembranen Strömungskanal mit einer Strömungsgeschwindigkeit gegen 0 und widerspric den Prämissen des vorbezeichneten Dampfabscheideverfahrens. Es sei noch einmal darauf hingewiesen, dass ein transmembraner Stofftransport, der lokal durch Druck angetrieben wird, kein Widerspruch zur Maxime des Gesamtverfahrens ist, i.e. ein von der Pumpgeschwindigkeit abhängiger, vom Sogstrom angetriebener Stofftransport von Verdampfungsquelle bis zur Abscheidung. da nach abgeschlossener Vermischung aller Komponenten in einer ggfs. dafür speziell ausgewiesenen Anlageneinheit ( cf. EP-Anmeldung 941 11991.9 [6] und Dritter Teil ), i.e. vor Abscheidung der transmembrane Stofftransport von einem Sogstrom kontrolliert wird und dieser Sogstrom Geschwindigkeits-bestimmend für das Gesamtverfahren auch dann bleibt, wenn der transmembrane Stofftransport einzelner Komponenten eg. in die Mischungskammer durch einen Druckstrom angetrieben wird ( eg. durch Überdruck bei verdampfenden Komponenten mit hohen Dampfdrücken wie Mg ). Dieser Aspekt ist besonders wichtig für die Auswahl der Art der jeweiligen Strömungskanalausgänge ( eg. Trompeten-artige Ausgänge, ei Variante der Lavaldüsenausgänge. cf. EP- Anmeldung 941 1 1991.9 [6] ) sowie in den Bereiche

ERSAΓZBLÄΓT (REGEL 26) eines transmembranen Stromungskanales. in denen der Dampfstrom ( eg zwecks Abzweigung über eine Bifurkation ) beschleunigt w ird ( cf weiter oben und nächste Kapitel )

Anspruch

16 Bifurkationen nach einem oder mehreren der Ansprüche 1 bis 15 . weiter dadurch gekenn¬ zeichnet dass der transmembranem Druckstrom indi idueller Verdampfungseinheiten pro Stromungskanal eine Serie von Uberschalldusen mit der Anzahl 1 </= n-_j < 20 besitzt, die jeweils einen bestimmten Abschnitt ( eg Diffusor. s Bild 57a ) des Stromungskanals abschhes sen. wahrend sich bei transmembranem Sogstrom eine entsprechende Serie von Lavaldüsen mit der Anzahl 1 < n, < 20 ergibt und die einzelnen Segmente des Stromungskanals Schubrohrtorm annehmen ( s Bild 57b ). wobei w ie in den vorangegangen Bildern sind Anzahl der Düsen und die charakteristischen Relativ abmessungen eg in Bild 57 einschhesshch der Richtung der zentralen Stromungsachse willkürlich gewählt und verstandhcherweise die Möglichkeit besteht, beide Dusenformen auch in einem unverzweigten transmembranen Stromungskanal zu kombi¬ nieren und es möglich ist. innerhalb und/oder am Ende eines Druck-angetnebenen transmem¬ branen Stofftransportes ( ι e Stromungskanales ) eine Lavalduse einzusetzen, deren stromungs- mechanischer Nutzen gegenüber einer Überschalldüse unter gleichen Stromungsbedingungen aber auf eine ⁽ lokale ) Abb*emsung der transmembranen Strömung vor Eintritt in die nächste Membran- oder Anlageneinheit beschrankt bleibt, dagegen der Einsatz einer Überschalldüse im Sogstrom-angetnebenen transmembranen Stofftransport d) den Sogeffekt aufgrund der weiter oben beschriebenen Entwicklung von Turbulenzen gegenüber einem Stromungskanal mit entsprechender(m) Lavaldüsen ( -artigen ) Ausgang und damit (u) dem spezifischen Produktiv ι- tatsbeitrag des entsprechenden Stromungskanals zum Diaphragma* unter gleichen Stromungs¬ bedingungen herabsetzt

Die Abzweigung von transmembranen Teilstrommengen über Bifurkationen ermöglicht dagegen

1 Vanationsmoglichkeiten der transmembranen Dusenkombination, der Diffusor-Dusenkombi- nationen etc ( cf weiter unten ) und der resultierenden, lokal operativen Triebkräfte für den transmembranen Stofftransport im ( bei mehrseitigen Bifurkationen ggfs zentralem ) Stromungskanal und damit

2 zusatzliche Manipulationsmoghchkeiten der resultierenden Dampfzustande und Dampf- abscheidebedingungen in den nachfolgenden Dampfeinheiten einschhesshch der Zustands¬ bedingungen des Bifurkationsruckstromes selbst und damit der ( ggfs instationaren ) Regel¬ grossen entsprechender Verdampfungskammem und ihrer Verdampfungsquellen

Für einen erfolgreichen Bifurkationsruckstrom muss der Gesamtdruck im zentralen Stromungs¬ kanal or Abzweigung ( eg bei Eintritt in den ( ggfs zentralen ) Stromungskanal, p_j ) grosser sein als der Druck des Bifurkations-Ruckstromes bei Einströmung in die ursprungliche erdampfungskammer, p_ß. l e

Pl Pß

( cf EP-Anmeldung 941 1 1991 9 [6] ). wobei aber auch zu beachten ist. dass der Bifurkations- ruckstromdruck p_B grosser ist als der Druck im Innern der Verdampfungskammer p_I

Anspruch

17 Bifurkationen nach einem oder mehreren der Ansprüche 1 bis 16 . weiter dadurch gekenn^¬ zeichnet dass das Diffusorende und/oder der Ausgang der Bifurkations-Ruckstromkanale ιe nach der erforderlichen Kraft Fr-, und der geforderten transmembranen Zustandsgradienten entweder eine Lav alduse. eine Überschalldüse oder eine ihrer Varianten auf ( cf Bild 58 ) aufweist

Dagegen kontrollieren weder Druck noch Sog zwangsläufig alleine den Stofftransport im entsprechendem transmembranen ( Zentral- ) Kanal Anspruch:

18. Bifurkationen nach einem oder mehreren der Ansprüche 1. bis 17.. weiter dadurch gekenn¬ zeichnet dass Kombinationsmöglichkeiten von Überschall- und Lavaldüsen nach den jeweiligen Diffusorbereichen eines transmembranen Stromungskanales mit Bifurkationen bestehen ( cf. Bild 58 ), der transmembrane Zentralkanal so konstruiert ist, dass bei optimierter Prozessführun die Dampfströmung hier bis zum 2. Bifurkationspaar ( i.e. nach Einströmung, i.e. in Auström¬ richtung ) beziehungsweise bis zum 2. Bifurkations-Rundumkanal ( cf. Bilder 55 h und i ) Druck-angetrieben ist und an dem Laval-Querschnitt auf der Höhe des 2. Bifurkationspaares der Sogeffekt aus der nächstfolgenden Einheit des Dampfabscheideverfahrens ( eg. die Mischungs¬ und/oder Hochtemperaturkammer ) ansetzt, und auch wenn der makroskopische Stofftransport im vorbezeichneten Dampfabscheideverfahren durch die Pumpgeschwindigkeit eines gegebenen Pumpsystems angetrieben wird, kontrolliert ein transmembraner Sogeffekt nicht zwangsläufig den ( lokalen, i.e. individuellen ) Bifurktionsrückstrom, auch wenn er in der Regel dazu beiträgt, und der Beitrag des Sogeffektes zum Bifurkationsrückstrom ganz entfällt, wenn der transmem¬ brane Stofftransport völlig Druck-angetrieben ist ( eg. bei Antrieb mit einer Plasmakanone ), während er maximiert wird, wenn der Sogeffekt bis in die ursprüngliche Verdampfungs- und oder Mischungskammer hineinreicht.

5. Externe Lavaldüseneingänge mit und ohne Bifurkationen. externe Bifurkationen - Analog zu den Trennmembranen sind auch die Diaphragmen zur Kontrolle des vorbezeichneten Dampfabscheideverfahrens mit einer Selektivität = 1 oder nahe bei 1 in zwei übergeordnete Klassifizierungen, i.e. in "Sieb-" ( -filter - ) Diaphragmen* und in "Tiefen-" ( -filter - ) Diaphragmen unterteilbar. In EP- Anmeldung 941 1 1991.9 [6] wird diese übergeordnete Unterscheidung insbesondere für die Geometrieelemente zur Kontrolle turbulenter ( mit hohen Cp-Beiwerten für den Sieb-Mode ) und gerichteter Strömung ( mit sehr niedrigen Cp-Beiwerten für den Tiefenfilter-Mode ) und zum entsprechendem Wechsel der Natur der Strömungsakzente vorgenommen. So. wie bei Siebfiltern chemischer Trennmembranen Teilchen an der Oberfläche mit definierten, i.e. konstanten ( isotrope Siebfilter ) oder variierenden Porengrössen ( anisotrope Siebfilter ) zurückgehalten werden, verhindern die definierten, i.e. hohen Cp-Beiwerte der Geometrieelemente in mittlerer Distanz h vor der Oberfläche eines Diaphragmas* die Einströmung einer bestimmten ( Dampf- ) Masse in den " tieferen " Bereich des Diaphragmas*, jedoch ohne dass eine Stofftrennung stattfindet. Diaphragmen*mit Geometrie-Elementen hoher Cp-Beiwerte in mittlerer Distanz h vor dem transmembranen Strömungseingang entsprechen deshalb den assymmetrischen Siebfiltern chemischer Trennschichtmembranen. Wird dagegen di Einströmung einer bestimmten Dampfmasse in die nächstfolgende Einheit des vorbezeichneten Dampfabscheideverfahrens innerhalb des transmembranen Diaphragma -Bereiches behindert ( eg. durch "Serien"-Strömungswiderstände mit ggfs. resultierendem Differential-Reservoir, cf. EP-Anmeldung 941 1 1991.9 [6] ). entspricht das Diaphragma* den Tiefenfiltern chemischer Trennmembranen, bei denen der Trennvorgang in der Tiefe des Filtermaterials stattfindet. Es ist deshalb offensichtlich, dass zum Aufbau eines Reservoirs und zur Erlangung eines hohen Reservoir-Aufbauvermögens F_p, die entsprechenden Diaphragmen vorzugsweise sowohl diese Siebmode- als auch Tiefenfilterfunktion aufweisen ( cf. Bilder 38 - 40. EP-Anmeldung 941 1 1991.9 [6] ).

Anspruch:

19. Bifurkationen nach einem oder mehreren der Ansprüche 1. bis 18.. weiter dadurch gekenn¬ zeichnet dass für die Optimierung der Diaphragma*-Funktionen Diffusoren. Diffusor-Düsen- kombinationen. Laval-Düsen. Krümmer und gekrümmte Strömungskanalabschnitte und ( die ggfs. assozierten ) Bifurkationen sowohl im Siebfilter- als auch im Tiefenfilter-Mode ein- gesetzf werden, wie Bild 38d in EP- Anmeldung 941 1 1991.9 [6] eine Bifurkation im Siebfilter- -Mode zeigt und grundsätzlich gilt, dass der Aufheizeffekt für die transmembrane Dampfströ¬ mung im Siebfilterbereich relativ vernachlässigbar ist oder entfällt, im "Tiefenfilter-Mode" dagegen relativ signifikante* re) Wirkung erzielt. Diffusoren und Diffusor-Düsenkombinationen ( sT nächster Absatz ) deshalb vorzugsweise in der "Tiefe" des transmembranen Diaphragma^*- Volumens eingesetzt werden. "Externe" Bifurkationen wie in Bild 38d der EP-Anmeldung 941 1 1991 9 [6], I e Bifurkationen or Einströmung in den transmembranen. i e kürzesten Querschnitt eines Diaphragmas* dagegen besonders bei solchen Verfahrensbedingungen eingesetzt werden, bei denen der Sogeffekt aus einer Anlageneinheit über den ( kürzesten ) Diaphragma -Querschnitt hinaus bis in die entsprechende \ erdampfungs- oder Mischungs¬ kammer hinein reicht (cf oben) l e besonders bei relativ geringen transmembranen dp/dx- Gradienten, wie sie eg vor dei Abscheidung auftreten können, entsprechende Losungen um¬ fassen Sieb-formige ( I e durchlöcherte ) und zu einer Tnchtertorm in den transmembranen Stromungskanal zugespitzt zulaufende Stromungsbleche in einer Distanz h vor dem Stromungs¬ eingang ( Bild 59 ), jede dieser Bohrungen bereits vor der transmembranen Einströmung die Abzweigung einer Teilstrommenge derart erlaubt, dass ein Teil der entsprechenden Strömung wieder in ( ggfs die ursprunglichen Bereiche oder in beliebige Positionen der ) / die Verdam- prungskammer zurückströmen kann die Bohrungen somit externe Bifurkationen mit Bezug auf den kürzesten Querschnitt des Diaphragmas*^", der den Dampf in beiden Kammern von¬ einander separiert, repräsentieren und die "Externen Bifurkationen. I e Bifurkationen im Sieb- Mode grossere Freiheiten in der Selektivität S besitzen und auch zur Kontrolle der Konzentra¬ tion des transmembranen Dampfgemisches eingesetzt werden, bei der eine mögliche "Pfropf¬ stromung berücksichtigt ist ( s nächster Abschnitt ). die Geometrie des Bauteils auf der Einstromseite eine U-Form annehmen oder flach sein kann ( Bild 60a.b). und vorzugsweise die Form der Einstromseite einer Lav alduse annimmt ( cf Bilder 62c.d und 63c.d in EP^" Anmeldung 941 1 1991 9 [6] ). die aus dem eigentlichen, I e ' tieferen" Diaphragma*- Bereich in die in Stromungsrichtung vorangegangene Verdampfereinheit hineinragt ( Bild 60c ). die Abwesenheit ' Externer ' Bifurkationen den Eingang in ein Geometrieelement mit relativ geringem Cp-Beiwert am Stromungseingang umwandeln, welches durch Geometrieelemente mit hohem Cp-Beiwert in grosserer Distanz > h komplettiert wird ( EP- Anmeldung 941 1 1991 9 [6] ), und diese Losungen mögliche Überlappungen der bisherigen Basiselemente zur Optimierung des abschhessenden Diaphragma -Designs zeigen ( umfassen )

6 Bifurkationen für Dampfgemische - Die Selektivität von Bifurkationen zur Kontrolle des transmembranen Stofftransportes von Dampfgemischen muss nicht gleich 1 oder nahe bei 1 liegen, um die Konzentration des Endproduktes zu kontrollieren

Anspruch

20 Bifurkationen nach einem oder mehreren der Ansprüche 1 bis 19 . weiter dadurch gekenn¬ zeichnet dass Bifurkationen zur Abzweigung eines Dampfgemisches von einem transmembranen Dampltransport über einen grossen Selektivitatsbereich 0 1 < S_k < 1 0. vorzugsweise jedoch über einen Bereich 0 5 < S < 1 0 eingesetzt werden, I e die Konzentration des transmembran entlassenen Dampfstromes weicht von der Konzentration in der Dampfkammer ( dem Reservoir ) ab w obei eine konstante, von der Differenz zwischen Bifurkationsoffnungs- ( d_ß0 ) und/oder Bifurkationskanaldurchmesser ( d_BK ) einerseits und der mittleren freien Weglange der minde¬ stens einen dampfförmigen Komponente andererseits abhangige Bifurkationsstrom-Konzentra- tion dann zusammen mit den Dampfstromen aus den mindestens zwei Dampfquellen und der Form des externen Geometrieelementes ( eg Lavalduseneingang etc ) die Konzentration des Dampfgemisches im Innern der entsprechenden Verdampfungseinheit kontrolliert, entsprechende Bifurkationen vorzugsweise ' extern' eingesetzt werden, sodass kein Konzentrationswechsel in der transmembranen "Tiefe' des entsprechenden Diaphragmas* ( 1 e dem kürzesten Abstand zw ischen zwei Kammern ) stattfindet, wodurch eine bessere Kontrolle und Unterdrückung einer eventuellen Kondensation besonders bei niedrigen S -W erten erzielt wird und die entsprechende Kondensationsgefahr nicht nur extern lokahsert bleibt, sondern die interne dadurch direkt reduziert wird/die Stromungs-Widerstandsoberflachen des Diaphragmas* dienen dann als ( Teil überhitzter ) Auffangflachen für kondensierte Tropfchen von der die Tropfchen zurück ins Kammerinnere verdampfen können ( Bild 61 ), in diesem Fall die Funktion des Gesamt- Diaphragmas^* von einem reinem Massenfilter abweicht, der Zweck aber der gleiche bleibt namlich _jede, den Gesamtprozess störende = nicht-kontrollierbare Kondensation auszuschalten somit transmembrane Kondensationen, die das prinzipielle Steuerbauteil des Verfahrens, namlich das Diaphragma* selbst durch Kondensation eg v la Pfropfstromung zukleben' und ganz offen¬ sichtlich zu diesen Störungen gehören unterdrucken und insofern die als Trenn-Teilmembran eingesetzten externen Bifurkationen mit ggfs externer Pfropfstromung vorzugsweise für die Kontrolle der Kondensation ( eg kondensations-kntischer Legierungen eines gegebenen Legierungssystems ). aber auch zur Kontrolle ihrer Konzentration selber w ahrend des trans¬ membranen Stofftransportes eingesetzt werden und durch Aperturen in den externen Bifurka- tionsbohrungen in dieser Funktion unterstutzt werden

7 Drei-Bauteil-Kombinationen - 7 1 Bifurkationen nach ( überhitzten ) Diffusor-Dusenuber-

Im Druckstrombetrieb sind die Stromungsverhaltnisse bei Teilstrommengen-Abzweigung relati einfach Das Verhältnis von über eine Bifurkation ( oder Bifurkationspaar etc ) pro Zeiteinheit abgezweigte Strommenge zur vom Druckstrom pro Zeiteinheit kontinuierlich weitergeführten ( l e "gedruckten' ) Teilstrommenge entspricht der Verteilung der Geschwindigkeit, l e dem Geschwindigkeitsprofil in der Düse, wie sie sich aus der Projektion der Stromungsquerschnitte vor Bifurkationskanal / - kanalen und vor dem eg Zentralkanal ergeben ( cf Bild 62 ) Eine Temperaturerhöhung. Expansion und resultierende Beschleunigung wird unter Einsatz über¬ hitzter Diffusor-Warmeaustauscher-Dusenubergange und/oder Plasmakanonen auf eine besonders wartungsfreundliche Weise erzielt Sie sind aber bereits im Druckstrom-angetnebene Teil des vorbezeichneten Dampfabscheideverfahrens ggfs notwendige Bedingungen für p_{ > p_B I e dafür, dass eine Teilstrommenge mit p_B in das ( ursprüngliche ) Reservoir zurückströmen kann ( n b p ist hier die Summe aus hydrostatischem und hydrodynamischen Druck ist )

Unabhängig von der lokalen Triebkraft tragt der Bifurkationsruckstrom nach überhitztem Diffusor-Dusenubergang zu beiden Termen F_D(p_τ.Ap) und F_D(p ,A_m,m ) von Fp bei Bei Einsatz überhitzter Diffusor-Dusen-Ubergange für Bifurkationsruckstrome relativiert sich die Bedeutung der lokal irksamen Triebkräfte für transmembrane Dampfstromung und der resultierenden und/oder angewandten Dusenart und -form ( i.e Variante ) entsprechend Ggfs werden auch die Bifurkations-Ruckstrom-Kanalwandungen überhitzt und/oder einer separaten Temperaturkontrolle unterzogen Der signifikantere Beitrag zur transmembranen Dampfer- armung durch transmembrane Stromungskanal-Uberhitzung einschl Diffusor-Dusen- und eventueller Bifurkationskanal-Uberhitzung w ird vorzugsweise vor der Bifurkationseinstromung erzielt Die Uberhitzung erfolgt vorzugsweise über Widerstandsbeheizung oder mit Induktion

Anspruch

21 Bifurkationen nach einem oder mehreren der Ansprüche 1 bis 20 , weiter dadurch gekenn¬ zeichnet, dass im Dusenbereich die Erhöhung der Stromungsgeschwindigkeit eines Dampfes nach Passieren eines überhitzten Diffusor-Warmeaustauschers und oder Diffusor-Warmeaus- tausch-Dusenuberganges und/oder Plasmakanonen in der Rohrwandungs-Grenzschicht besonde stark ist und gegenüber den Losungen aus konventionellen Stromungskanal und Düse ( cf Punk 3 ff ) der beheizte ( 1 e überhitzte ) Diffusor-Dusen-Ubergang selektiv, I e uberproportional die Impulskraft in der Randschicht der membranen Dampfstromung und damit ihre Direktionahtat trotz Erw ärmung erhöht, die Uberhitzung

^TDιffusor ^{> T}Dampf ^{+ ΔT} zusammen mit disen Losungen im Anschluss an den Duseneingang für eine verbesserte Teil- strom-Mengenabzweigung über den mindestens einen Bifurkationskanal zurück in die ursprung¬ liche Verdampfungskammer sorgt, wobei ΔT = fn(Re(S). Fp,(S)), dp/dx, dT/dx

7 2 Bifurkationen in Diffusor-Dusen-Ubergangen ( Pseudo-Drei-Bauteil-Kombination ) - Ein signifikanter Beschleunigungseffekt mit Diffusoren allein wird nur dann auf den Bifurkations- Ruckstrom übertragen, wenn die Bifurkationen selbst den Bifurkationsbereich durch Quer- schnitts erengung in einen Dusenbereich umfunktionieren ( Bild 63 ) Da die transmembrane Beschleunigung der Dampfstromung Voraussetzung ist für den Bifurkationsruckstrom und für P_j > p_ß ( s. oben ), wird beansprucht: Anspruch:

22. Bifurkationen nach einem oder mehreren der Ansprüche 1. bis 21.. weiter dadurch gekenn¬ zeichnet, dass anlagentechnische Lösungen, in denen die Bifurkationszone mit der stetigen Querschnittsverengung zusammenfällt, i.e. die Bifurkation selber eine Quasi-Düse (-nsituation ) schafft, wie in Bild 63 dargestellt ist, den in Bild 62 ( und in Bildern 36 und 37 der EP- Anmeldung 941 1 1991.9 [6] ) gezeigten Bifurkationen nach Diffusor-Düsenübergang für das vorbezeichnete Verfahren vorzugsweise eingesetzt, wenn der Einsatz von Bifurkationen nicht obligatorisch ist, wie bei relativ geringen transmembranen Zustandsgradienten ( eg. dp/dx und oder dT/dx ), oder aber auch bei sehr hohen Strömungsgeschwindigkeiten, dann aber der Bifurkationsstrom selbst ggfs. weiter unterteilt werden kann in einen Teil, der wie der Haupt¬ strom in die nächstfolgende Kammer weitergeleitet wird und in einen Teil, der in die Ursprungs kammern zurückgeführt wird ( Bild 64 ).

8. Bauteilkombinationen - Prinzipiell können Bifurkationen in Kombination mit allen Diffusoren und Diffusor-Düsenkombinationen eingesetzt werden, die im Abschnitt "Technische Lösungen" im Kapitel 1. - 3. hergeleitet wurden. Ein Grundsatz zur Reduzierung der Sog-Strom - bedingten Abschattung des Bifurkationsstrom - Impulses liegt in der Strömungs-mechanischen Gestaltung der Bifurkationen derart, dass der Sogstrom am Diaphragma*- Ausgang nicht in die vorangegan¬ gene Verdampfungs- und oder Mischungskammer "hineinschaut" ( cf. nächste Kapitel ). Grosse Zustandsgradienten dp/dx und dT/dx ohne Konzentrationswechsel erfordern stattdessen Verzweigungen auch des transmembranen Stofftransportes, um über einen grossen Re-Zahlen- bereich bevorzugte Bifurkationsorte anzubieten, die eine gegenüber dem unverzweigten trans¬ membranen Stofftransport verbesserte Kontrolle des Druckes am Bifurkations-Rückstromaus- gang, p_B, ermöglichen.

Anspruch:

23. Bifurkationen nach einem oder mehreren der Ansprüche 1. bis 22., weiter dadurch gekenn¬ zeichnet, dass für eine verbesserte Orientierung und transmembrane Lage der Bifurkationen in einem Diaphragma^* Strömungskrümmer eingesetzt werden und ggfs. Vier-Bauteilkombinationen zur Erhöhung der spezifischen Diaphragma*-Kraft Fp _χ(p_m.A_m.m ) und F_p, _χ(p_τ,A_τ) eingesetzt werden, dabei die Bifurkationen nach Lösungen wie im Anspruch 22. bevorzugt zwischen ( oder in. cf. nächste Kapitel ) Strömungskrümmern beziehungsweise zwischen gekrümmten Strömungskanälen ( ditto ) eingesetzt werden ( cf. Bilder 65 und 66 ). und wenn die Zentralachse des Diffusorbereiches ungekrümmt ist. diese einen Winkel 0.1 ° < Kn_iff < 360°. vorzugsweise 30^c < 0C_p,:_fj- < 120^cmit der x-Normalen einschliesst, bei gekrümmten Diffusor- und/oder Wärmeaus¬ tauschern und/oder gekrümmten Diffusor- Wärmeaustauscher-Düsen-Übergängen dies für den Winkel α'_p,:_ff zwischen Einströmungsrichtung in die Bifurkation und der x-Normalen auf der Einströmseite des Diaphragmas* gilt, wobei 0.1 < α'p_iff < 360° und die ( einfachste ) Grundform in den Bildern 65 und 66 durch drei Krümmertypen beziehungsweise durch drei Arten gekrümm¬ ter Strömungskanäle gekennzeichnet ist. nämlich:

1. transmembraner Krümmereingang ( i.e. am transmembranen Strömungseingang ) und/oder

2. transmembraner Krümmerausgang ( i.e. am transmembranen Strömungsausgang ) und/oder

3. der Bifurkations-Rückstromkanal. und wie beim Diffusor-Strömungskanal ( und allen anderen unverzweigten Strömungen zur Erhöhung von Fp, _χ(p_τ.A_τ) mit dieser Vier-Bauteilkombination sowie mit den Bauteilkombina¬ tionen, die in den nächstfolgenden Abschnitten hergeleitet werden, eine verbesserte Ausnutzung des Diaphragma*-Volumens zur Erhöhung der spezifischen Gesamtkraft F_{D χ} erzielt wird, die Lösungen ιn^~den Bildern 67 bis 69 dabei bevorzugt für transmembranen Sogstrom eingesetzt werden und zu den vielfältigen Aufgaben von gekrümmten Strömungskanälen neben der beschleunigten Abzweigung einer Teilströmung ( s. auch die nächsten Abschnitte ) einschliess¬ lich selektiver Stromungs - Randschichtenbeschleunigung andererseits auch die bessere Aus- nutzung einer(s) gegebenen Diaphragma -Abmessung / ( - Volumens ) für eine effizientere Umsetzung dieser Ziele zählen, i.e. die gesteigerte Erwärmung und/oder Beschleunigung der ( trans ) membranen Dampfströmung und einer ggfs. resultierenden Erhöhung des Druck¬ verhältnisses P_j/p_B eines gegebenen Strömungskanal-Querschnittes, in jedem Fall aber eine Erhöhung des transmembranen Durchsatzes bei vom Produkt vorgegebenen transmembranen Zustandsgradienten dp/dx und dT/dx.

Anspruch:

24. Bifurkationen nach einem oder mehreren der Ansprüche 1. bis 23.. weiter dadurch gekenn¬ zeichnet, dass die in Bild 67 gezeigte ( Quasi-Endlos- ) Strasse mit der Anzahl 1 < n₄ </= 20. hier = 5 dargestellten, einzelnen Vier-Bauteilkombination vor allem kurze Bifurkations-Ruck¬ stromkanale mit geringen Rückstromwinkeln ß_D ( cf. Bild 65 ) sowie eine relativ reduzierte Turbulenzentwicklung bei gegebenen Strömungsbedingungen ( Re-Zahl etc., cf. nächste Abschnitte ) und eine relativ hohe spezifische Kraft Fp _χ ermöglicht, der entsprechende Verlust an transmembranem Strömungsdurchsatz gegenüber einer das gleiche Diaphragma*-Volumen bei αp_{j j}* = 0 ausfüllenden und entsprechend grossen Anzahl transmembraner Strömungskanäle mit einer Etagen-mässigen Ubereinanderschichtung solcher ( Quasi-Endlos- ) Strassen teilweise kompensiert wird ( cf. Bild 68 mit einer 3-in-3 Lösung ) und eine n* -in n , Lösung mit ⁿin ^{< n}ou_t ^w°b^ei ⁿin ^{= nza}hl der Einströmkanäle und n _t = Anzahl der Ausströmkanäle den entsprechenden, i.e. spezifischen Förderstrom ( cf. Bild 69. unten ) dadurch erhöht, dass die Ausströmkanäle entweder vor Erwärmung auseinander geführt werden oder mit der Überlappun der Ausgangssogströme gegenüber einer 3 - in - 3 - Lösung (cf. Bild 68. unten) einen zusätz¬ lichen Schleppeffekt untereinander erzeugen ( cf. auch Dritter Teil der Erfindung ) derart, dass mit n*_n > n_ou. umgekehrt nach Ausgang aus den Diffusorbereichen mehrere solcher "Strassen" in einen einzigen, speziell für die Maximierung des Sogeffektes konzipierten Ausströmkanal führen ( hier nicht gezeigt ).

ERSATZBLÄΠ (REGEL 26) 5. Strömungskrümmer / gekrümmte Strömungskanäle mit und ohne Bifurkationen und mit und ohne transmembranen T - Gradienten

Strömungskrümmer ( relativ grosse Strömungsablenkwinkel δ. relativ kleine Krümmungsradien mit R_n/Du </= 1.5, s. unten ) und/oder gekrümmte Strömungskanäle ( relativ kleine Strömungs¬ ablenkwinkel δ, relativ grosse Krümmungsradien, mit R₍JD_H >/= 1.5. s. unten ) sind hervor- ^" ragend zur Kontrolle von Fp ohne Bifurkationen und oder von Fp mit und ohne Bifurkationen und/oder Diffusoren und/oder Diffusor-Düsenübergängen und/oder Düsen sowie zur Kontrolle von beiden, i.e. F_p und F_D. geeignet. Die bisherigen Bifurkationen ( cf. oben und EP- Anmeldung 941 1 1991.9 [6] ) waren ausserhalb gekrümmter Strömungskanalbereiche und ausserhalb von Strömungskrümmern angebracht. Hierzu zählen symmetrisch ( eg. Bild 58 ) und unsymmetrisch ( Bilder 66 - 69 ) am Rand ( cf. Bilder 54a.b.d und 55g ) oder in der Mitte ( cf. Bild 54c ) eines Strömungskanals ( einschliesslich Diffusoren und Düsen ) angebrachte Bifurkationen. Während die symmetrischen Bifurkationen von relativ langen Bifurkationsrückstromkanälen gefolgt werden, weisen die bisher betrachteten unsymmetrischen Bifurkationen einen relativ reduzierten Strömungsimpuls durch Verlängerung des transmembranen Stromungskanales im transmembra¬ nen Dampfstrom auf. Deshalb sind die Strömungsverhältnisse zu verbessern und dies trifft besonders auf den Bifurkations-Rückstromkanal zu.

Für die Optimierung der Orientierung des Diaphragmas* und seiner transmembranen und externen Bauteile werden deshalb die Strömungsverhältnisse im Krümmer eines transmembranen Stromungskanales selbst genutzt. Krümmer werden unterteilt in (i) solche mit parallelen Innen- ( r I*_I) ) und Aussenradius ( r αlij ): r_aus = r_in = const. ( i.e. rund ) ( 91 ) einschliesslich des Sonderfalls des geknickten Krümmers ( i.e. abrupte Krümmung ) mit: ^r _au_s = ^rin ^{= 0} ( i-e. kantig ) ( 92 ) und in ( ii ) in solche mit konzentrischen Aussen- und Innenvvandungen, i.e. mit einem Aussen¬ radius. der um den Durchmesser des Krümmers d_κ grosser ist als der Innenradius

^raus = ^rin + ^dK < ⁹³ ) wobei Einströmquerschnitt identisch ist mit dem Ausströmquerschnitt und d_κ im vorliegenden Fall gleich oder ähnlich dem ( benachbarten ) Strömungskanal- ( Rohr- ) Durchmesser dp, ist.

Aufgrund der Richtungsänderung der Strömung in einem gekrümmten Strömungskanal oder Strömungskrümmer lenken Zentrifugalkräfte die ( primären, i.e. parallelen, cf. unten ) Strömungslinien von der zentralen Strömungsachse weg hin zur äusseren Wandung des Strömungskanals, verbunden mit einer Erhöhung des Druckes an der äusseren Wandung und einer Erniedrigung des Druckes an der inneren Wandung ( Bild 72 ). Entsprechend sinkt die Strömungsgeschwindigkeit an der Aussenwandung vor dem Krümmer, während sie an der Innenwandung vor der Krümmung verglichen zur mittleren Strömungsgeschwindigkeit zunächst ansteigt ( Bild 70 ). Die Folge ist ein Auseinanderlaufen ( Divergenz ) der Strömungslinien an der Aussenwandung und ein entsprechendes Zusammenlaufen ( Konvergenz ) an der Innen- vvandung. Nachdem die Strömung die Krümmungs passiert hat. drehen sich die Strömungs- verhältmsse um. i.e. Divergenz und Geschwindigkeitsemiedrigung an der Innenwandung und und Konvergenz und Geschwindigkeitserhöhung an der Aussenwandung.

Das Phänomen der Divergenz führt zur Ablösung der Strömungslinien an beiden Innenwandun¬ gen des Stromungskanales ( Bilder 70 und 71 ). Die Ablösung der Stromlinien an der Innen- wandung verstärkt die Tendenz zur Konvergenz der Strömungslinien in Richtung Aussen¬ wandung des Krümmers etc.. wie sie durch die Fliehkräfte bereits ohne Ablösung gegeben ist. Eine Fofge sind Strömungswirbel ( sogenannte Totströmungen ). die sich über einen relativ- weiten Bereich des anschliessenden ( Ausströmbereichs des Krümmers, i.e. ) Strömungskanals hinziehen und dabei den Querschnitt der prinzipiellen Strömung beträchtlich einengen.

Diese an der Innenwandung hinter der Krümmung ( beziehungsweise für r > 0 am Ende der Krümmung ) auftretenden Totströmungen weisen eine hohe Abhängigkeit von der Re-Zahl auf. Die Turbulenzen schliessen eine makroskopischen Relativströmung entgegen die Richtung des ( prinzipiellen ) Stroms mit ein. Für Re = const. verstärken sich die Turbulenzen mit sinkendem Krümmungsradius r_jn ( Bild 72 ). Dagegen ergibt sich für r_in = const. ein optimaler d_κ(Re) - Bereich: bei ( zu ) grossen Durchmessern d_κ treten Totströmungen infolge von Reibung mit der Wandung des Krümmers auf, bei ( zu ) kleinen Durchmessern d_κ dagegen infolge ( zu ) hoher Strömungsgeschwindigkeiten und resultierenden Re-Zahlen, i.e.:

Re > R_ekrit = ( v_kπ d_κ ) / 2 v = 2 q_{m kril} / ( π d_κ η ) ( 94 ) wobei hier q ^-. in [ kg/s ] ( cf. Bild 72 ). Während Totströmungen nur unter bestimmten, vom Krümmer unα^'den operativen Triebkräften diktierten Strömungsbedingungen am Ende des / nac dem Krümmer auftreten, erfolgt eine Konvergenz der ( vorzugsweise laminaren ) Strömungs¬ linien ( eg. kompressiblen Gasen und Dämpfen ) auf der gegenüberliegenden Seite der ( potentiellen ) Totströmungen, i.e. an der Innenseite der Aussenkrümmung aufgrund der in der Krümme rströmung wirksam ^n Zentrifugalkräfte auch dann, wenn keine Totströmung an der Innenkrümmung auftritt ( ci. oben ). Für eine gegebene Re-Zahl vergrössert sich die Totströ¬ mung und die koexistierende Konvergenz pro Strömungskanal und damit die Geschwindigkeit und der Impuls in der konvergierenden Strömung mit steigendem Winkel δ, während sich der effektive Strömungsquerschnitt A_efl- entsprechend verkleinert.

Verlustziffern

Es ist Stand der Technik, den Effekt eines Krümmers etc. nur in Bezug auf die Erhöhung des Reibungswiderstandes, i.e. F_{F 0}, zu betrachten. Die in gekrümmten Strömungskanälen und Kanalbereichen durch Reibung und Krümmersingularitäten hervorgerufenen Geschwindigkeits-, Impuls- und Energieverluste werden gewöhnlich mit der globalen Verlustziffer ζ beschrieben, die definiert ist als ζ = ζ_F + ζ_M ( ⁹5 wobei ζ_p die durch Reibung im Krümmer entlang seiner Länge 1 verursachte Verlustziffer, i.e. ζ_F = λ 1/D_H ( 96 ) mit λ = Rohrwiderstandsziffer ( s. erster Abschnitt dieses 2. Teils der Erfindung ) als Funktion der operativen Re-Zahl und der relativen Rauhigkeit Δ = Δ/D_H besprochen ), D_H = der hydrau¬ lische Durchmesser ( s. unten ). und die Krümmerlänge 1 entlang der Krümmerachse ist gegeben nach:

1/D_H = π ( δ°/180° ) * ( r/D_H ) = 0.0175 ( r/D_H ) δ ( 97 ) wobei ( r/D_H ) = Radius der Relativkrümmung, sodass sich nach Substitution von Gleichung (97) in Gleichung (96) für ζ_F ergibt: ζ_F = 0.00175 λ ( r/D_H ) δ ( 98 ) x, ist gegenüber ζ_F die von Singularitäten verursachte Verlustziffer und im vorbezeichneten erfahren die ausschlaggebene Verlustziffer, _* ist von den weiteren Details der technischen Ausführung des Krümmers abhängig. Die Ausfunrungen und Details gekrümmter Strömungs¬ kanäle und Strömungskrümmer der Porenmembran Diaphragma* werden im nachfolgenden Abschnitt "Technische Lösungen" zusammengefasst.

Hintereinander montierte Krümmer ergeben aufgrund der Summe der lokalen Turbulenzen deshalb effektiv zunächst einen relativen Serienwiderstand ( cf. EP-Anmeldung 941 1 1991.9 [6] ) verglichen zum ungekrümmten Strömungskanal, der zwar einen Beitrag zur Porenmembran Diaphragma* liefert, nicht aber ( aufgrund potentieller Kondensationsursache ) den optimalen Beitrag, während dieser, i.e. der Effekt eines Krümmers auf Fp, ₀ bisher ausser Betracht blieb. Ein effizientes Design der Porenmembran Diaphragma* ist aber vorzugsweise dadurch gekenn¬ zeichnet, dass sich eine Vergrosserung der Pumpgeschwindigkeit S und des resultierenden Unterdruckes entweder nur unwesentlich in einer Veränderung von Fp, ₀ ( und des resultierenden Gradienten dp/dx ) auswirkt und im operativen Funktionsbereich bei einer spezifischen Vergrosserung in Fp(S ) zu einer relativen Reduzierung von F_{p o} führt. Zur Minimierung von F_F und zur Maximierung von F_D n werden Unstetigkeiten und andere Quellen von Turbulenzen in den Strömungskanälen genutzt, im vorbezeichneten Verfahren spielt deshalb die Verlustziffer ζ^ und der resultierende Beitrag zu F_{p o} eine wichtige Rolle zum Aufbau eines Reservoirs ohne Kondensierung. Konstruktionelle Massnahmen zur Erhöhung von F_{D 0} schliessen deshalb lokale Erhöhungen von F_{F 0} eg. durch besondere Strömungswiderstände ( cf. EP- Anmeldung 941 1 1991.9 [6] und^'unten ) mit ein. da sie gleichzeitig F_{D Q} erhöhen können und die relative Wirkung des Strömungswiderstandes pro Strömungskanal^' F_{p 0} effektiv verkleinern ( cf. oben ).

Die Orte der durch Krümmung eines Strömungskanals und Richtungsänderung einer Strömung konvergierenden Strömungslinien eignen sich bevorzugt zur Abzweigung eines Bifurkations- Teilstromes in der vorbezeichneten Porenmembran Diaphragma*. Das Verhältnis von Fp / F_F einer Bifurkations-kontrollierten Porenmembran Diaphragma* ist durch das Verhältnis des durch Zentrifugalkräfte veränderten Druckes und der durch Singularitäten erzeugten Todströmung bestimmt ( s. oben ). Da Todströmungen im Krümmer besonders dann auftreten, wenn d_κ relativ gross ist verglichen zu r* . i.e. wenn das Verhältnis d_κ/r_in relativ gross ist, treten Todströmungen besonders an geknickten Innenkrümmungen ( i.e. mit r- = 0 ) auf. Bild 70 zeigt ebenfalls die Veränderung des Geschwindigkeits- und Druckprofils in einem an der Innen- und Aussen¬ wandung im Winkel δ = 45° geknickten geradlinigen Krümmer. Für die Bedingung r:_n = r = 0 ist die lokale Geschwindigkeitserhöhung δv(d_κ) = v_k ^max - Vp^max ( mit v_k ^max = Gescnwindig- keitsmaximum im Krümmer, v_D ^ma = Geschwindigkeitsmaximum im ungekrümmten Diaphragma -Strömungskanal ) bei gegebener Re-Zahl am Krümmereintritt primär eine Funktion des Krümmerwinkels δ und mit zunehmenden δ- Werten vergrössert sich die Zone der Todströmung einschliesslich des assoziierten hydrodynamischen Druckverlustes ( hydro¬ statischer Druckanstieg ) ( cf. Bild 71 vs. Bild 70 ) ( n.b. bei den Lösungen eg. in Abschnitt 8 und 9 des vorangegangenen Kapitels ist δ = 0 ). Wenn der Winkel ( im Zentrum ) des Krümmers δ = 90° beträgt, bedeckt der Bereich der Strömungswirbel, die durch Ablösung der Strömung von der Innenwandung entstehen, bereits die Hälfte der entsprechenden Kanalbreite ( Bild 7θT).

Die Berücksichtigung von transmembranen Strömungswiderständen, die durch Totströmungen und durch andere Turbulenzen ( eg. Wirbelstrassen, i.e. ungleich turbulenter Strömung ) erzeugt werden, in den Zustandsgieichungen (54), (72) und (81 ) erfolgt durch Substitution von A = A_ef)-(δ) und p = p_eff(δ). wobei A _ff(δ) und p_eff(δ) die resultierenden effektiven Grossen der membranen Strömung unter Einfluss von Toαströmungen und Turbulenzen sind. i.e. Fp,(p_{m eft}. A _jγ.m ) und F_D(p_{τ e<}γ.A_{τ eft} ) ( n.b. zu beachten ist. dass Turbulenzen und Todströmungeri im Dirfusor nicht zwangsläufig verbunden sind mit einer Konvergenz der Strömungslinien in der prinzipiellen Strömung ). Die resultierende Summe der rechten Seite der Gleichungen (55 ). (73 ) und (84 ) ergibt die abschliessende Kraft des Diaphragmas* mit gekrümmten, wie auch immer anderweitig ausgelegten Strömungskanälen. Der implizite Teil der Zustandgleichungen mit den bisherigen Ableitungen des Satzes der Impulserhaltung reicht demnach aus. um auch die transmembraneri Zustandsänderungen zu berücksichtigen, die durch gekrümmte Strömungs¬ kanäle und/oder Strömungskrümmer induziert werden.

Technische Lösungen und Ansprüche

Es wird in Verbindung mit dem vorbezeichneten Dampftransport- und -abscheideverfahren beansprucht: 1 Allgemeine Krummerseigenschaften Abrundungen - Da bei abruptem W echsel in der Stromungsrichtung, l e der Kanalw andung ( r = 0. r = Radius einer ( beliebigen ) Krümmung ) die Wirbel an der Innenwandung besonders stark sind, reduzieren Abrundungen der Innenw an dung ( I e r_]n > 0 ) besonders stark die Verlustziffer ζ ( cf Bild 73 ) Demgegenüber fuhrt die Reduzierung einer isolierten Abrundung der Aussenwandung ( allein ) zu keiner signifikanten Reduzierung der Verlustziffer, sondern bei steigendem Verhältnis r/d_κ sogar ( aufgrund der resultierenden Querschnittsverringerung ) zu einer starken Erhöhung der Verlustziffer £ ( Bild 73 )

Ansprüche

1 Krummer für die vorbezeichnete Porenmembran Diaphragma*, dadurch gekennzeichnet dass die ( minimalen ) Verlustziffern bei lnnenwandabrundungen bei 1 2 <^'r_ιn/d_κ < 1 5 liegen, ahrend für r_ιn/d_κ > 1 5 die Verlustziffer ζ auch für Innenwandungsabrundung aufgrund der Gesch indigkeitsverluste und dem resultierenden Wiederanstieg der Stromungslinienablosun ( am Krummereingang ) erneut steigt, exklusive Abrundungen der Krummeraussenwandung deshalb weniger sinnvoll sind, wohl aber exklusive Abrundungen der Innenwandung über eine weiten Bereich 0 1 < r_(r)/d_κ < 5 und grosser, vorzugsweise jedoch im Bereich 0 5 < r /d_κ < 3 eigesetzt werden, die optimale Verlustziffern für Abrundungen der Aussen- und Innenwandun erzielt werden, die minimalen Verlustziffern des Krümmers mit parallelen Aussenwandungen

^raus ^dK = ^r,n ^dK ⁺ ° ⁶ ( " > auftreten, wahrend die minimalen Verlustziffern für einen konzentrischen ( I e ' normalen" ) Krummer bei

^raus ^dK = ^r,n ^dK ^{+ 1} < ¹⁰° ) zustande kommen, und aufgrund leichterer Anfertigbarkeit die konzentrischen Krummer nach Gleichung ( 100) als ' optimale" Krummer vorzugsweise eingesetzt werden

2 Stromuπgskrummervaπanten - Strömung und Stromungskrummer der Porenmembran Diaphragma sind eindeutig durch folgende 5 Steuer ariablen definiert, I e durch

1 Die Re-Zahl Re = v₍₎ D_H / v . mit v₀ = Eintnttsstromungsgeschwindigkeit. D_H = hydrau¬ lischer Rohrdurchmesser, v = kinematische Zähigkeit = η/p mit η = dynamische Zähigkeit

2 Die relative Rauhigkeit Δ = Δ/D_H ( häufig auch k/D ). wobei Δ ( oder k ) = mittlere Hohe de Oberflachenrauhigkeit

3 Der relative Krummerradius r D_H ( regelmassig rund, l e stetig gekrümmt ) oder R_Q/D_H ( mittlerer Radius eines unstetig gekrümmten Krümmers, cf Punkt 3 )

4 Der Stromungsablenkwinkel δ ( häufig auch δ° )

5 Das Verhältnis zwischen Ein- und Austromquerschnitt. I e. A_Q/A_A ( für die entsprechenden kreisrunden Stromungsquerschnitte das Verhältnis der Durchmesser D_Q/D_A

Ansprüche

2 Krummer für die vorbezeichnete Porenmembran Diaphragma wie für Anspruch 1 . weiter dadurch gekennzeichnet dass der operative Re-Bereich von 10° bis 10⁹ eingesetzt w ird, v durc den Werkstoff ( Dampf ) gegeben ist. v_Q unter anderem von F_D,F_p und F_F gegeben sind, Δ ( od k ) sow ie die resultierenden λ(Re) - Werte bereits unter "Technische Losungen' im Kapitel zur Oberflachengute Δ und der resultierenden Rohrwiderstandsziffer λ festgelegt wurden, und auf den Einfluss des Querschnittsverhaltnisses weiter unten eingegangen wird, sodann die \ anable 1 - 3 vom hydraulischen Durchmesser D_H = D₀ ( für kreisrunde Krummerquerschnitte mit de ( Eingangs- ) Durchmesser D ) oder Dp, = 4 A_Q/U ( für beliebige Krummerquerschnitte mit de Umfang U ) und/oder durch D_H = ( 2 a_Qb₀ ) / ( a« + b₀ ) ( für rechtwinklige Querschnitte mit de ( Eingangs- ) Breite b₀ und der ( Eingangs- ) Hohe a₍₎. cf Bild 74 ) abhangig sind, die Verlust- ziffe einer charakteristischen Lange eines Stromungskanals der Porenmembran Diaphragma und der Beitrag dieser Lange zu F_{F 0} deshalb eine Funktion der Konstmktionsv aπablen D r/D_H ⁽ oder _Q DH ^ ^der Relativhohe transversal rechtw inkliger Stromungsquerschnitte a₍ b₍₎ sow ie des Stromungsablenk inkels δ ist. sodass die Stromungskrummer. die in der Porenmembran Diaphragma eingesetzt werden. ( sofern nicht anders vermerkt, cf eg Punkt 14 2 der Techni¬ schen Losungen für Diffusoren etc ). bevorzugt folgende Varianten umfassen und hiermit beansprucht werden

1 Krummer mit konzentrischen Wandungen ( cf Gleichung (93) und Bild 74 a-c ) einem

8 Beliebige Stromungsfuhrungen und Stromungskanale mit konzentrischen und parallelen Stromungswandungen und beliebigen Stromungsablenkwinkeln δ und Relativhohen a /b₀ wie unter 1 , jedoch mit einem relativen Krummerradius D_H » 1 5 ( cf Bild 74c ) und/oder

9 Wie 8 , jedoch mit einem technischen Krummerradius 0 5 </= R₍ D_H </= 200 und/oder

10 Wie 9 , wobei die spezifischen Re-Zahlen vorzugsweise im Bereich 10² </= Re < = 10⁹ liegen ( cf oben ) und/oder

1 1 ie 10 . wobei sich die bevorzugten Rohrwiderstandsziffern λ im Bereich 0 001 < λ </= 0 4 befinden und/oder

ERSÄΓZBLÄΓT (REGEL 26) 22. Krümmer mit abgerundeter Innen- und / oder Aussenkrümmung und beliebigen

27. Abgerundete Krümmer wie 22., jedoch mit einer relativen Krümmung im Bereich von 0.05 </= r/D₀ </= 0.55 und/oder r/D₀ > 0.55 und oder r D₀ » 0.55 und/oder

28. Wie 27., jedoch mit r_in = r_aus = r ( c Bild 74 g ) und/oder

29. Wie 27. und 28., jedoch mit den Kennzeichen nach 23. - 26 und/oder

30. Wie Punkte 1. - 19.. jedoch einem lokal operativen Δ - Wert im Bereich 0 < Δ < 100. dessen Maximalwerte durch gezieltes Einbringen lokaler Irregularitäten auf der Oberfläche der Strömungskanal-Innenwandung erzielt werden und/oder

3. Fabrikations Variationen - Die Fertigung der zum Teil komplexen Strömungskanäle fällt leichter, wenn diese beispielsweise aus Einzelstücken ( Strömungskanalstreifen ) zusammen¬ gefügt werden ( cf. Bild 75 ). Dies ist besonders dann von Vorteil, wenn die Wandungskanal¬ kurven der Strömungskanäle aus schweissbaren Materialien hergestellt werden und/oder grosse Kanaldurchmesser benötigt und oder ( PVD-/CVD- ) Beschichtungen vorgenommen werden ( müssen ). Das betrifft die Lösungen nach Punkt 1. - 30. im ( vorangegangenen ) Abschnitt n° der Technischen Lösungen dieses Kapitels, jedoch mit dem Unterschied, dass Teile der Innen- - und/oder Aussenwandung des Strömungskrümmers oder des gekrümmten Strömungskanals a gekrümmten ( i.e. gebogenen ) und ungekrümmten Streifen zusammengefügt ( eg. geschweisst werden. Am einfachsten lässt sich dies an einem rechtwinkligen Strömungsquerschnitt demon¬ strieren. Bild 75a zeigt Krümmer mit abgerundeten Innenwandungen und einer Aussenwandun die durch den Einsatz eines ( eingefügten ) ungekrümmten Zwischenstückes den Winkel δ der Strömungsrichtung lokal halbiert und dadurch die entsprechenden Verlustziffern ζ im Krümmerzentrum reduziert, obwohl r/Dp* lokal = 0 bleibt. Bild 75b zeigt den gleichen Vorgang an der Innenwandung mit dem Unterschied zu Bild 75a. dass ne_t = 2 Streifen in der Krümmung eingesetzt werden und sich der mittlere lokale Winkel §*_ok nach

£lok = δ / ( n_{St +} l ) ( 101 ) verringert, wobei der individuelle lokale Winkel δ_)ok eines Teils des Krümmerzentrums entwed identisch ist mit £_]ok ( cf. Bild 75 c-e ) oder von §_|o ( zum Teil auch erheblich ) abweichen kan ( Bild 75f ). Während mit der Streifenbauweise die Nerlustziffer ζ_M reduziert wird ( konstante oder annähernd konstante Δ-Werte vorausgesetzt ). wird der relative mittlere Krümmerradius R D_H durch die Länge ( an der Achse ) der ( einzelnen ) Krümmer selber optimiert. Für eine gegebene Krümmung ₍ D_H und einem gegebenen Strömungsablenkwinkel δ sinkt die Verlust ziffer ζ_M mit steigender Anzahl n_s. eingefügter Krümmerstreifen ( cf. Bild 75 g-j ), wobei n_Sl = 1 - 3 in Bild 75 c-i. während ₍ D_H bei gegebener Anzahl n_Sl = const. direkt proportional zur Länge 1₀ der eingefügten Krümmerstreifen ist und 1_Q/D_H demnach eone charakteristische Fabrikationsgrösse von Strömungskrümmern und gekrümmten Strömungskanälen in Streifen¬ bauweise repräsentiert.

Ansprüche:

3. Krümmer für die vorbezeichnete Porenmembran Diaphragma* wie nach einem oder mehr de Ansprüche l . und 2.. weiter dadurch gekennzeichnet dass die Aussen- und Innenwandungen de Krummer und gekrümmten Kanäle entweder parallel zueinander zusammengefugt sind ( Bιld75 c- ) und/oder konzentrisch geformte Einzelstreifen enthalten, die konzentrisch zusammengefugten Bereiche entweder gebogen ( gestreckt ) sind oder ( eg an der Innenkrum- mung ) geknickte Krummerbereiche ( Bild 75 k ) enthalten, und parallel zusammengefugte und konzentrische Bauweisen durch den Einsatz geknickter Krummerbereiche, die ggfs an der Aussen- und/oder Innenwandung wellenförmig geknickt sind, erleichtert werden, sich unterei¬ nander überlappen können, eine hohe Anzahl ( n_St + 1 ) von Fugen und/oder Knickungen pro Längeneinheit eines Krümmers aufweisen und symmetrisch zusammengesetzte Formen ergeben, die mit den weiter unten besprochenen U-Krummern zusammenfallen ( cf. Bild 75 1-n ), die Knickungen dabei aufgrund zurückbleibender Fugen an der Innenwandung die Verlustziffer ζ erhohen, und den Anforderungen entsprechend deshalb ein Kompromiss der in Bild 75 dar¬ gestellten Losungen angestrebt wird, wobei die Anzahl n_St ^ nach Bild 75 oder entsprechend zusammengefugter Stromungskrummer ( i.e charakteristischer Einzelkrummer ) aus n_{St κ} = n_St + 2 Einzelteilen, i.e einschhesshch der dazugehörigen Ein- und Austromteile bestellen, die Stromungskrummer, die in der Porenmembran Diaphragma* eingesetzt werden, und deshalb neben den durch die üblichen Gies-. Formgebungs- und Fugeverfahren hergestellten Stromungs¬ kanale folgende Fabrikationsmerkmale ( und resultierende Ansprüche ) umfassen:

1 Stromungskrummer nach den Punkten ( i.e Ansprüchen ) N° 1 - 30. im ( vorangegange¬ nen ) Abschnitt N° 2 dieses Kapitels jedoch mit beliebiger Anzahl nς.. mindestens jedoch zwei gebogenen und oder planaren Krummerbereichen an Innen- und/oder Aussen- andung, die entweder ( separat eg. durch Schweissen. Nieten etc ) zusammengefugt werden und/oder sich durch eine Knickung und/oder Falz und oder Nute von den benachbarten Krummerbereichen abheben, ohne von ihnen getrennt zu sein und/oder

2 Stromungskrummer nach den Punkten ( i.e Ansprüchen ) N° 12. - 30. im ( vorangegange¬ nen ) Abschnitt N° 2 dieses Kapitels, jedoch mit beliebig abgerundeter Innenwandung

( Innenwandungsbereichen ) und einer Aussenwandung. die aus einer beliebigen Anzahl n_S(. mindestens jedoch aus zwei gebogenen und/oder planaren Krummerbereichen wie unter Punkt 1 in diesem Abschnitt und in beliebigen ( eg stumpfen ) Winkeln 180° - δ*_ok mit r _|o /D_H = 0 zusammengesetzt ist und/oder

3 Wie 2. in diesem Abschnitt jedoch mit 0.01 </= r_ιn/D_H </= 100, vorzugsweise 0 1 </= r_]n/Do </= 10 und/oder

4 Wie 2 , ledocn mit einer Innen- und Aussenwandung, die beide aus einer behebigen Anzahl n_Sr mindestens aber aus zwei gebogenen und oder planaren Krummerbereichen w le unter Punkt 1 in diesem Abschnitt in beliebigen Winkeln 0° </= δ_]o </= 90° mit r l_o /D_H = r_{aus |ok} /Du = 0 zusammengesetzt sind und/oder

5 Wie 4 in diesem ADscnnitt. jedoch mit 0 01 </= ^_rι/D_H </= 100, vorzugsweise 0 1 </= r_lt D_jτ < = 10 und/oder mit 0 01 </= r_aus/D_H </= 100, vorzugsweise

0 1 </= r /D_pj </= 10 und/oder

6 Wie 4 _jedoch mit beliebig abgerundeten Aussenwandungen (Aussenwandungsbereichen ) und/oder

7 Wie 6 in diesem Abschnitt, jedoch mit 0 01 </= r_aus/D_H </= 100, vorzugsweise 0 1 </= r_au /D_H </= 10 und/oder

8 Wie 4 bis 7 in diesem Abschnitt, jedoch mit 1 < n_St < 300 zusammengesetzten Krummer¬ streifen nach Bild 75 und/oder

9 Wie 4 bis 8 ( in diesem Abschnitt ) jedoch mit beliebig wechselnden Winkeln δ_lo und/oder

10 Wie Punkte 1 - 9 ( in diesem Abschnitt ) jedoch mit 0 01 < = R₍ D_H </= 100, vorzugs¬ weise 0 05 </= Ro/D_H </= 20 und/oder

1 1 Wie 10 . tedoch mit einer Krummerstreifenlange an der entsprechenden Streifenachse. 1₍₎, im Bereich von 000 1*D_H </= 1₀ </= 1000*D_H. vorzugsweise im Bereich von

0 1*D_H </= 1₀ </= 10*Do und/oder

12 Wie lü und oder 1 1.. |eαoch mit einem mittleren Krummerradius R_Q im Bereich von 000 1 *D_H </+ R₀ </= 1000«D_H. vorzugsweise im Bereich von 0 01 *D_H </+ 1_Q </= 100*D_H und/oder

13 Wie Punkte 1 - 30 im ( vorangegangenen ) Abschnitt N° 2 und w ie Punkte 1 - 12 in diesem Abschnitt jedoch mit Verlustziffern _M im Bereich von 0 < ζ_M < 100. v orzugs¬ weise im Bereich von 0 05 < ζ_M < 20 und/oder

14 Wie Punkte 1 - 30 im ( vorangegangenen ) Abschnitt N° 2 und w ie Punkte 1 - 13 in diesem Abschnitt jedoch alle Krummerbereiche vorzugsweise induktiv oder mit der Widerstandsmethode beheizt und/oder

15 Wie 14.. fabriziert aus Stahlen und oder hochschmelzenden Ubergangs-Elementen ( ie zum Beispiel W, Ta. Nb einschhesshch ihrer Legierungen ). Superlegierungen. inter¬ metallischen Verbindungen ( TiAl, NiAl etc ) entweder unbeschichtet oder als Kern mit einer keramischen (eg PVD- und oder CVD-) Schicht oder einer Keramik als unbeschic tetem oder (eg PVD- und/oder CVD-) beschichtetem Kern, wobei als Kern- und Schicht werkstoffe Oxyde ( eg MgO. ZrO. BeO etc ). Karbide ( eg WC. Ta_χC ( eg TΔX ). Si etc ). Nitride ( eg BN ). Be oder eingesetzt werden

4 Bifurkationen im und am Stromungskrummer des transmembranen ( I e zentralen, s unten ) Stromungskanals - Aus dem gezeigten Verlauf des Stromungs-. Geschwindigkeits- und Druck¬ profils ergeben sich zwei in Bild 76 dargestellte, prinzipielle Losungen für die Abzweigung ein Bifurkationsstromes im oder am Krummer unter Maximierung von Fr->(p_ß) und Minimierung von F_F Q Die lokalen ( Bild 76a ) Impuls- oder Impuls- und Zentrifugalkräfte ( Bild 76b ) werd für die Abzweigung zum Aufbau von p_B genutzt, I e der Partialstrommenge ( s nächste Seite ) dI₀ = ( l - α_B) dI_D + α_BdI_ß ( 102 )

= ( 1 - α_B) I_D + α_B( ( cosδ_n + k_z(δ) ) * I_D ) ( 103 ) wobei k_z eine empirische Funktion von (δ) ist und p_B = fn ( cosδ , I_D, k_z(δ) ) Die Zentrifugal¬ kräfte kompensieren die Abschattungen im Sogstrom ( cf Bild 54a-c ) sowie die Reibungs¬ verluste infolge gekrümmter Stromungskanalbereiche ( cf Abschnitt 8. und 9 dieses Kapitels )

Ansprüche

4 Krummer für die vorbezeichnete Porenmembran Diaphragma wie nach einem oder mehr de Ansprüche 1 bis 3 . weiter dadurch gekennzeichnet dass die Geometrie des Krümmers auf der Innen- und Aussenseite dem Verlauf ( potentieller ) Totstromungen derart angepasst wird, dass die effektiven Todstromungen minimiert werden und der Anteil an F_{F 0}, der durch Singularitäte hervorgerufen wird, im Krummer gegen Null tendiert, um die Abzweigung eines Bifurkations¬ stromes im oder am Krummer unter Maximierung von Fp,(p_ß) nach Bild 76 einzuleiten. Losun dabei durch relativ hohe Stromungsgeschwindigkeiten an der Offnungsseite des Bifurkations- -Ruckstromungskanal gekennzeichnet ist. aber auch durch relativ hohe Reibungsverluste an den entsprechenden Innenwandungen, wahrend Losung II sich dagegen durch relativ niedrige Strömungsgeschwindigkeiten an der entsprechenden Öffnung auszeichnet, aber auch durch geringe Verluste im Bifurkations-Stromungskanal, in beiden Fallen die Todstromung an der Aussenseite eliminiert wird, wobei in Losung II die Todstromung an der Aussenwandung durch die Bifurkationsstromung quasi " uberrannt " wird, wahrend in Fall I zusätzliche Reibung an de Innenw andung und ein Risiko von Todstromungen im Bifurkations-Stromungskanal erzeugt w ird. und unabhängig von den einzelnen ( ggfs untergeordneten ) Vorteilen wird erfindungs- gemass beansprucht, dass Bifurkationen über einen weiten Bereich entlang der Aussenwandung zw ischen den in I und II dargestellten Losungen angebracht werden und ausserdem ausserhalb dieses vorzugsweisen Bereichs im Krummerzentrum an den Orten der Aussenwandung. die um maximal ein^'funffaches Vielfaches des Durchmesser der Krummerstromung, α , über den Bereich der in Losung I und II dargestellten Abzweigungen hinausgehen ( cf Bild 76c )

5 Optimierung der Lage / Orientierung - Ansprüche

5 Krummer für die vorbezeichnete Porenmembran Diaphragma^* wie nach einem oder mehr de Ansprüche 1. bis 4 . weiter dadurch gekennzeichnet, dass eine Reihe von verglichen zur EP- Anmeldung 941 1 1991 9 [6] modifizierten "Single' und ' single-pair"- Biturkationslosungen mit δ, = δ_nK = δ + Δα_χ = δ - Δß_χ ( 104 ) wird, wobei δ der ( konstante oder variable transmembrane ) Stromungsablenkwinkel der Krummer mit Anzahl n^ im Haupt-Diaphragma* ist und diese ( wie δ^ selbst ) beliebige Werte zwischen -180° < δ < 180°, annehmen können ( cf Bild 77b ). und für den Spezιalfalfn_κ = 1 gilt δ, = δ + 2Δα_χ = δ - 2Δß_χ ( 105 ) und die Losungen umfassen das in Bild 77a gezeigte Schema einer "single-pair" - Losung mit α_χ > 0 und δ = δ, > α_{χ ]} und α_{χ l} = α_χ2, welches einen symmetrischen Stromungskanal bezie¬ hungsweise einen Ausschnitt aus einem entsprechenden Diaphragma* darstellt, den in Bild 77b gezeigten Spezialfall Δα_χ = -α_λ = - Δß sodass der Winkel α zwischen x-Normale und der entsprechenden Einstromungsπchtung 0° betragt, und den Fall in Bild 77c. der dagegen δ = δ_| < α _l ( ι e unsvmmetnsch ) ist, die in Bild 77d schematisch dargestellte "single-pair" Losung mit δ, = δ₂ und α_χ = 0. in Bild 77e dagegen mit δ- = 2α und δ- = 2 * δ--,. und die in Bild 77f dagestellte^" ' single-pair" - Losung, in der sich beide Bifurkationsstrome vor Eintritt in die ursprüngliche ( konventionelle ) Verdampfungskammer zu einem einzigen Bifurkationsstrom zur Verstärkung von p_B = p_{ß ]} + p_ß-, vereinigen

6 Bifurkations-Ruckstromkanale und Gesamtkrummung - Für die Kontrolle von F_D(p_ß) ist die Form ( eg Krümmungsradius und Lange ) der Bifurkations-Ruckstromungskanale sowie der Winkel ßp, zwischen Bifurkation bei Stromungsabzweigung und Richtung des Bifurkations- stromes bei Ruckstromung in das ursprüngliche Reservoir der konventionellen Verdampfungs¬ kammer von besonderer Bedeutung Eine schräge Bifurkationsaustromπchtung in die ursprüng¬ liche Kammer ist häufig ausreichend Die graphischen Losungen in EP-Anmeldung 941 1 1991 9 [6] ( cf die entsprechenden Bilder 36 und 37 ) zeigen relativ hohe Winkel ßp. wahrend der transmembrane Impuls durch Diffusor-Dusenubergange und variierende Winkel zwecks Reduzierung der Sog-Effekt-Abschattungen kontrolliert wird Für hohe Fp,- Werte werden vorzugsweise relativ hohe δ- Werte und relativ kleine ß_D-Werte benotigt. Aus dieser Maxime resultieren aber konstruktionstechnische Sachzwange

Die Losungen in den Bildern 77c-f beinhalten auf verschiedene Weise eine Reduzierung der inneren und äusseren Reibung im Bιfurkatιons(ruck)strom und Bifurkationskrummer derart, dass nachfolgende Winkel ßp, ₍ d > 1 ) zwischen der Stromungsrichtung vor Eintritt in den Bifurkationskrummer und nach Austritt kleiner sind im Vergleich zu ß_D .. dafür aber auch ( mit Ausnahme der Losungen in Bild 77f ) einen längeren Stromungsweg ( -kanal ) in Kauf nehmen müssen In Bild 77g wird schliesslich eine Losung für hohe v, _t ( cf Gleichung (93) ) gezeigt, in der α_χ = 0. aber der makroskopische ( archtitektonische ) Winkel zwischen z ei benachbarten ( konventionellen ) Kammern aufgrund δ- = ß , = 90°. da hier γ. = δ* = 90" ist ( zu γ. etc . s. Erster Teil der Erfindung ) Die Losung in Bild V7g hat den Vorteil einer relativ geringen Winkelsumme /Σ<J, i.e / Σ< / = Σ/α_{x i}/ + Σ/δ_{D j}/ + Σ/ß_{D i}/ ( 106 )

Da nach Punkt 1.2 der Technischen Lösungen dieses Abschnittes vorzugsweise d_κ = ca. d_z ( d-_/ = Durchmesser oder charakteristische Länge des zentralen Strömungskanals ) und nach Gleichung (94) d_z durch v^*_t diktiert wird, d_j- und d damit q_v p ^*_t und den effektiv resultiere den Förderstrom q_v ^eft des Gesamtverfahrens kontrollieren, ist die Winkelsumme nach Gleichun (106) proportional zu den Energieverlusten der membranen Dampfströmungen einer Poren¬ membran Diaphragma* infolge innerer Reibungskräfte der ( vorzugsweise laminaren ) Strömun ( cf. Bild 70 ) und äusserer Reibung infolge Vergrosserung der Wandungsflächen pro trans¬ membranen Strömungskanal. Wie oben gezeigt, sind diese Verluste aufgrund der notwendigen und hinreichenden Materialien ggfs. erheblich und eine Optimierung der Winkelsumme / Σ< / i deshalb expliziter Bestandteil des vorbezeichneten Verfahrens.

Wenn sich die Verdampfungskammem in einem Winkel γ. = γ-, = 180° gegenüberstehen ( cf. Erster Teil und Bild 78a ), ist bei ansonsten konstanten Strömungsbedingungen entweder F_{F 0} relativ hoch oder p_ß relativ klein aufgrund der relativ grossen ( inneren und äusseren. i.e. der ) nicht-singulären Reibung der membranen Strömungen. Bilder 58 und 78b zeigen schematisch, dass bei γ = 180° relativ kleine Winkel ß relativ lange Bifurkationsröhren und/oder Düsen¬ durchmesser d_ß am Ausgang des Bifurkationsstromes erfordern ( Bild 78c ) und/oder nur sehr geringe Drücke p_ß ermöglichen, wenn vermieden werden soll, dass der Sogstrom in den Bifurkations-Rückstromkanal hineinwirkt. Eine elegante Kontrolle von p_ß erlauben dagegen Diaphragmen mit spitzem Winkel γ . i.e. Diaphragmen , in denen sich die x-Normalen auf Vorder- und Rückseite in einem Winkel kreuzen, der identisch oder annähernd identisch mit dem architektonischen Winkel γ ( cf. Erster Teil und Bild 78d.e ) ist. Kleinere Winkel γ erlaube kleinere Winkel ßp, --> 0 und/oder kleinere Winkelsummen /Σ</ und somit eine bessere Nutzung der transmembranen Zentrifugalkräfte. In Bild 78d beträgt α_χ , + α_{χ n} etwa ( 180° - γ ) n = 2, δ = 0 und ß = 80°, in Bild 78e ist dagegen α , = 90° - γ/2, δ- = δ₁₂ = γ; und ß = 2γ. Eine geeignete Wahl der makroskopischen architektonishen Winkel γ, , γ₂ etc.^"( cf. Bild 78f ) ist deshalb unmittelbar gekoppelt an die resultierende Kraft eines ( Haupt- ) Diaphragmas und der resultierenden Reduzierung einer transmembranen Kondensationsgefahr.

Ansprüche:

*

6. Krümmer für die vorbezeichnete Porenmembran Diaphragma wie nach einem oder mehr der Ansprüche 1. bis 5.. weiter dadurch gekennzeichnet, dass der Winkel γder beiden Oberflächen einer Porenmembran Diaphragma in einem Winkel von 10° bis 180° gegenüberstehen, die Bifurkationsrückstromwinkel ßp ■ im Bereich von 5° bis 180° liegen und/oder die Winkelsumm /Σ</ Werte zwischen 20° und 360° annehmen.

7. Doppelvvirbel und Überschussheizleistung - Mit dem Auftreten von Zentrifugalkräften und einer Strömungsgrenzschicht in der Nachbarschaft zu den Strömungskanal-Innenwandungen entsteht eine Sekundärströmung kurz vor, im gekrümmten Teil der Strömung und danach, die in Form einer Doppelrotation die prinzipielle Strömungsrichtung parallel zu den Kanalwand¬ ungen überlagert ( Bild 79 ). Die Sekundärströmung gibt den Strömungslinien, mindestens aber einem Teil der Strömungslinien eine schraubenförmige Form und resultiert in Totströmun¬ gen auch dann, wenn die Abrundungen eines Strömungskrümmers die Wirbel und Totströmun¬ gen infolge von Konvergenz und Divergenz und infolge von Ablösung paralleler Strömungs- linien ( cf. oben ) völlig eliminiert ( Bild 79 ). Da, wie in diesem Kapitel gezeigt wird, gekrümmte Strömungskanäle und/oder Strömungskrümmer auch dann eingesetzt werden, wenn keine Bifurkationen zur Abzweigung einer Teilstrommenge angewandt werden, wird der Bildun entsprechender Sekundärwirbel und resultierender Kondensationsmöglichkeiten durch:

Anspruch:

7. Krümmer für die vorbezeichnete Porenmembran Diaphragma* wie nach einem oder mehr der Ansprüche 1. bis 6., weiter dadurch gekennzeichnet, dass eine ausreichende partielle Überschus heizleistung sowohl an der Aussenwandung in der Krümmung, als auch im Bereich der Innen- w andung nach der Krümmung entgegenwirkt ( Bild 79 ). die partielle Uberschussheizleistung an diesen Orten gekrümmter Stromungskanale der Porenmembran Diaphragma^* der transmem¬ branen Uberhitzung zur Schaffung eines transmembranen Temperaturgradienten überlagert und v orzugsweise durch Induktions- oder Widerstansbeheizung bereit gestellt wird

8 Zusammengesetze Stromungskrummer. Stromungskanalformen - Die Kontrolle über das Verhältnis von F_F . verursacht durch Todstromungen etc ( 1 e Stromungsw irbel = Turbulenzen. Wirbelstrassen lm^'Stromungskrummer ohne T- Veränderung, I e verursacht durch die Krüm¬ mung eines Stromungskanals ). zu Fp, aufgebaut durch Stromungskonvergenzen ( die zw ar durch die Todstromung etc verursacht werden, aber über Bifurkationen abgezweigt und über Ruckstromkanale zurückgeführt werden ) sowie durch die resultierenden Bifurkations-Ruck- stromungen. w ird durch die Kombination charakteristischer Einzelkrummer = fn ( δ.λ etc . s oben und weiter unten ) zu zusammengesetzten Krummem erheblich erhöht

Ansprüche

8 Krummer für die vorbezeichnete Porenmembran Diaphragma* wie nach einem oder mehr der Ansprüche 1. bis 7 , weiter dadurch gekennzeichnet, dass resultierende Krummerkombinationen wie π-Krummer ( Bild 80 ) und/oder Z-Krummer ( Bild 81 ) eingesetzt werden, wobei die Durchmesser ddl), = ddl ), und d(Z), = d(Z)-,. oder ddl), > d(ή l₂ und d(Z)_t > d(Z)₂ oder d(Iι), < d(Iι)₂ und d(Z), <^"d(Z)-,. beide, l e. IT- und Z-Krummer ιri^"eιner einzigen, aber behebi¬ gen Translationsebene des xyz-Translationsraumes des Diaphragmas^* oder ein aus jeweils einem IT- und einem Z- Krümmern nach den obigen δ, - und δ-,-Bedιngungen geformter Doppelkrum¬ mer in zwei beliebigen Translationsebenen des xyz-Traήslationsraumes ( Bild 82 ). wobei der Winkel zwischen den beiden beliebigen Translationsebenen 0° < δ(2) < 360° betragen kann ( i.e -90°< δ(2) < 90°fur beide Krummerseiten ), sowie alle resultierenden Formen der entsprechen¬ den ( abgerundeten ) U- und /- ( oder S-. im Folgenden jedoch nur als ./- Krummer genannten ) Krummer ( Bilder 83 - 85 ) und solche zusammengesetzten Krummer, bei denen die Anzahl der charakteristischen Einzelkrummer, n^, über 2 hinausgeht, I e n_Kr > 2, und Krummungsnchtung von konkav zu konvex oder von konvex zu konkav nach beliebigen n-^. oszilliert ( Bild 85. häufig "Sinuskrummer" genannt ) oder nicht oszilliert, im letzten Fall eine ggfs kantige Spirale im xvz-Translationsraum des Diaphragmas* bildet, wenn keine ( anders gekrümmte oder unge- krummte ) Verbindungsstucke die kombinierten Krummersegmente, i.e die charakteristischen Einzelkrummer verbindet und/oder

9 Krummer für die vorbezeichnete Porenmembran Diaphragma* wie nach einem oder mehr der Ansprüche 1 bis 8 . weiter dadurch gekennzeichnet, dass ferner zu trigonometrischer und zyklo- metnscher Peπodizitatsform ( Sinus. Cosinus, Tangenz. Cotangenz, arcsin, arccos. arctan und arccot ) sowie zu einer Hyperbel- und/oder Areafunktion geformte, einzelne Stromungskrummer. gekrümmte ( transmembrane ) Stromungskanale und/oder ( transmembrane ) Stromungskanal- segmente und zu einer Kreis-, Parabel- ( eg kubisch, semikubisch ) und/oder El psenfunktions- torm und/oder zu einer beliebigen exponentiellen und/oder logarithmischen Funktion kombinier¬ te Stromungskrummer und/oder entsprechend gekrümmte, resultierende Stromungskanale und/oder Kanalsegmente eingesetzt werden und/oder zu einer Rollkurve ( Zvkloide. Epizykloide. Hyperzykloide. sowohl gestreckt ( c < r_κ ), gewohnlich ( c = r_κ ) und oder verschlungen ( c > r_κ ). w obei c = Kreismittelpunkt und r_j, = hier Kreisradius ). zu einer Kreisevolvente, zu Kurbel¬ getriebe-artigen Bewegungskurven, zu harmonischen Schwingungen ( mit Überlagerung in beliebigen Schwingungsrichtungen ). zu Spiralen ( Archimedesspirale. hyperbolische Spirale, logarithmische Spirale, beliebige Spirale ) und / oder zu Lemniskaten oder zu irgendeiner verw andten Form dieser Kurven zusammengesetzte kombinierte Stromungskrummer. Stromungskanalsegmente und transmembraner Stromungskanale angewandt werden, wobei alle bisherigen charakteristischen, I e einzelnen Stromungskrummer untereinander kombiniert werden^" k_önnen, die möglichen Kombinationen der bisher aufgeführten Stromungskanale und/oder zusammengesetzten Stromungskanalsegmente ( oder -bauelemente ) dabei a) kantige ( I e r = 0 ) und oder abgerundete Krümmungen mit einem Krummungsw inkel 0.01 °^"< δ < 360° b) und/oder beliebige Winkel δ, . δ-, etc zwischen den kombinierten Segmenten c) und/oder beliebige Winkel δ #(2) in beliebi *g"en Ebenen des xvz-Translationsraumes einer

Porenmembran Diaphragma d) und/oder ungekrummte. konzentrische oder nichtkonzentrische Z ischen- und Verbindungs- kanalsegmente ( oder auch nicht ) aufweisen ( cf Bilder 86 - 90 ) und/oder beliebig regellos ausgebildete transmembrane Stromungskanale oder Teilkanale eingesetzt werden, deren regeloser Verlauf von einem beliebigen Punkt innerhalb des xv z-Translationsraumes einer Porenmembran Diaphragma aus betrachtet durch Gleichung (59) beschrieben werden kann und/oder

10 Krummer und/oder Stromungskanalformen für die vorbezeichnete Porenmembran Diaphra¬ gma^* w ie nach einem oder mehr der Ansprüche 1 bis 9 , weiter dadurch gekennzeichnet, dass die Stromungskrummer. die für die Porenmembran Diaphragma* zu einem 11-. Z-. U-. f- und/ oder konkav/konvex - etc oszillierenden Doppelkrummer zusammengesetzt werden. ( sofern nicht anders vermerkt, cf eg Abschnitt 12 dieses Kapitels ) folgende charakteristische Einzel¬ krummer ( und Ansprüche, _^ur besseren Orientierung ggfs mit Bezug zum betreffenden Abschnitt dieses Kapitels ) umfassen

1 Konzentrische und/oder rechtwinklige und/oder beliebig winklige Doppelkrummer, zusam¬ mengesetzt aus Einzelkrummem nach mindestens einem der Punkte 1 - 8 im Abschnitt 2 der Technischen Losungen dieses Kapitels und/oder

2 Doppelkrummer, zusammengesetzt aus Einzelkrummem mit r/D_H = 0 nach mindestens einem der Punkte 12 - 21 im Abschnitt 2 der Technischen Losungen dieses Kapitels und/ oder

3 Doppelkrummer, zusammengesetzt aus Einzelkrummern mit parallelen und oder nicht¬ konzentrischen Aussenwandungen nach mindestens einem der Punkte 22 - 30 im Abschnitt 2 der Technischen Losungen dieses Kapitels und/oder

4 Konzentrische und oder rechtwinklige und oder beliebig winklige Doppelkrummer in IT- und U-Form mit beliebigen δ-Winkeln pro Einzelkrummer ( cf Bild 83 ) in mindestens einer der möglichen Ausfuhrungen nach Punkten 1 - 1 1 in Abschnitt 2 der Technischen Losungen dieses Kapitels, hier aber mit einer globalen Verlustziffer, die sich nach Gleichung ζ_D = ^Aζ = ζM.D ⁺ ζ_F.D < 107 ) bestimmt, wobei Index D hier für Doppelkrummer und ζ die Verlustziffer des charakteri¬ stischen Einzelkrummers ist ( s oben ) und für ζ_F ( cf Gleichung (98) ) nun gilt ζ_{F D} = [ 1₀ / D_H + 0035 R₍ D_H δ ] λ ( 108 ) sodass sich für ζ_M , ergibt M D ⁼ ^D ^" ^F D ^{= Al "} ^F D ^{( 109} -¹ dabei die Werte für A ( für I_Q/ U = 0 ) von 1 0 bis 3 0 ( für l_f Du >/= 1 0 ). vorzugsweise _jedoch von 1 4 ( für 1₍ Du = 0 ) bis 2 0 ( für 1Q D_H >/= 1 0 ) reichen, sodass sich für IT- und U-Krummer mit technisch glatter und rauher Innenw andung in der Porenmembran Diaphragma* des vorbezeichneten Verfahrens ein ζ -Wert im Bereich von 0 < ζ^ < 200 ( cf Abschnitt 3 ) ergibt, vorzugsweise jedoch ein Bereich von 0 < ζ_M < 10 ( cf Abschnitt 2 ) und oder

Konzentrische und/oder rechtwinklige und/oder beliebig winklige Doppelkrummer in Z- und oder /- Form in einer ( cf Bild 84a ) beliebigen Ebene mit beliebigen δ- Winkeln pro Einzelkrummer ( cf Bild 74 ) nach mindestens einem der möglichen Punkte 1 - 1 1 in Abschnitt 2 der Technischen Losungen dieses Kapitels, und deren Verlustziffer ζ p, wie im Punkt 4 dieses Abschnittes ( cf Gleichung (109) ) definiert ist, sich aber der Kopplungs cf. Gleichung ( 109) ) definiert ist mit dem Untersch ed, dass aus Gleichung ( 108) nun ζF. K = ^{2 *} t V ^DH ⁺ 0.035 R( D_H δ ] λ ( 1 10 ) und sich analog die entsprechenden A- und ζ -Globalwertebereiche nach den Punkten 4. bis 6. in diesem Abschnitt ergeben, i.e. sich zusätzlich um den Faktor 2 vergrössern und/oder

8. Wie 4. ( in diesem Abschnitt ) jedoch in mindestens einer der möglichen Ausführungen nach Punkt 12. - 21. in Abschnitt 2 der Technischen Lösungen dieses Kapitels und mit einem Verlustzifferwertebereich 0 < ζ_M < 30 ( glatte Innenwandungen ) und 0 < ζ_M < 55 ( rauhe Innenwandungen ) und/oder

9. Wie 5.. jedoch in mindestens einer der möglichen Ausführungen nach Punkt 12. - 21. in Abschnitt 2 der Technischen Lösungen dieses Kapitels und mit einem Verlustzifferwerte¬ bereich 0 < ζ_M < 45 ( glatte Innenwandungen ) und 0 < ζ_M < 1 10 ( rauhe Innen Wandungen ) und/oder

10. Wie 6. jedoch in mindestens einer der möglichen Ausführungen nach Punkt 12. - 21. in Abschnitt 2 der Technischen Lösungen dieses Kapitels und mit einem Verlustzifferwerte¬ bereich 0 < ζ_M < 40 ( glatte Innenwandungen ) und 0 < ζ_M < 95 ( rauhe Innenwandungen ) und/oder

1 1. Wie 7. _jedoch in mindestens einer der möglichen Ausführungen nach Punkt 12. - 21. in Abschnitt 2 der Technischen Lösungen dieses Kapitels und mit einem Verlustziffern wie nach Punkt 4 ( in diesem Abschnitt N° 8 ) mit dem Unterschied, dass sich die entsprechenden A-. ζ_j^ p,- und ζp p, - Werte nach den Punkten 8. - 10 ergeben und zusätzlich um den Faktor 2 erhöheehn und/oder

12. Wie 4., jedoch in mindestens einer der möglichen Ausführungen nach Punkt 22. - 30. in Abschnitt 2 der Technischen Lösungen dieses Kapitels und/oder

13. Wie 5. _jedoch in mindestens einer der möglichen Ausführungen nach Punkt 22. - 30. in Abschnitt 2 der Technischen Lösungen dieses Kapitels und/oder

14. W^rie 6., jedoch in mindestens einer der möglichen Ausführungen nach Punkt 22. - 30. in Abschnitt 2 der Technischen Lösungen dieses Kapitels und/oder

15. Wie 7.. jedoch in mindestens einer der möglichen Ausführungen nach Punkt 22. - 30. in Abschnitt 2 der Technischen Lösungen dieses Kapitels und/oder

ERSATZBUTT (REGEL 26) 16. Doppelkrümmer nach den Lösungen in Punkt 1. - 15. dieses Abschnittes jedoch mit definierter Länge 1₀ ( oder l'_n ) des jeweiligen Zwischenstückes zwischen den betreffend Einzelkrümmern, und zwar mit Zwischenstücken mit mindestens einer der nachfolgende Relativ ängen ( cf. Bilder 85 und 86 )

16.1 im Bereich von 0 </= </= 1000*D_H. vorzugsweise im Bereich von

0. l*D </= In </= 10*D_H, wobei D_H der hydraulische Durchmesser am Eingang de ersten hinzelkrümmers und/oder am Ausgang des letzten Einzelkrümmers der betreffenden Doppelkrümmer( folge) und oder der grösste und/oder der kleinste hydraulische Durchmesser des(r) betreffenden Doppelkrümmer(folge) ist, und/oder

16.2 im Bereich von 0 </= 1₀ </= 1000*d_k, vorzugsweise im Bereich von

0. l*d_k </= In </= 10*d_k, wobei d_k der konzentrische Durchmesser am Eingang des ersten Einzelkrümmers und/oder am Ausgang des letzten Einzelkrümmers der betreffenden Doppelkrümmer( folge) und/oder der grösste und/oder der kleinste konzentrische Durchmesser des(r) betreffenden Doppelkrümmer(folge) ist, und/oder

16.3 im Bereich von 0 </= 1₀ </= 1000*bn, vorzugsweise im Bereich von

0. l*b₀ </= 1₀ </= 10*bq. wobei b₀ die Breite am Eingang des ersten Einzelkrümmers und/oder am Eingang des letzten Einzelkrümmers der betreffenden Doppelkrümmer (folge) und oder die grösste und oder die kleinste Breite des(r) betreffenden Doppel- krümmer( folge) ist, und/oder

16.4. wie 16.3., jedoch von 0 </= 1₀ </= 1000*a₀, vorzugsweise im Bereich von 0.1 *a_Q </= 1₀ </= 10*a_Q, wobei a^- die entsprechenden Höhen repräsentiert, und oder

16.5. wie 16.3. jedoch von 0 </= In </= 1000* A_Q, vorzugsweise im Bereich von

0.1 *A_Q </= 1₀ </= 10* A_Q, wobei A₀ die entsprechenden Flächen repräsentiert, und/oder

16.6 im Bereich von 0 </= 1₀ </= 1000*b_A, vorzugsweise im Bereich von

0.1 *b » </= 1₀ </= 10*b_A, wobei b_* die Breite am Ausgang des ersten Einzelkrümme und o^*αer am Ausgang des letzten Einzelkrümmers der betreffenden Doppelkrümme ( folge) und/oder die grösste und/oder die kleinste Breite des(r) betreffenden Doppel- krümmer(folge) ist, und/oder

16.7. wie 16.6., jedoch von 0 </= 1₀ </= 1000*a_A, vorzugsweise im Bereich von 0. l*a_Λ </= 1_Q </= 10*a_A, wobei a_A die entsprechenden Höhen repräsentiert, und/oder

16.8. wie 16.6.. jedoch von 0 </= 1₀ </= 1000* A_A, vorzugsweise im Bereich von

0.1 *A_A </= 1₀ </= 10* A_A, wobei A_A die entsprechenden Flächen repräsentiert, und/oder

17. Wie Punkt 16. ( in diesem Abschnitt ) jedoch 1'₀ anstelle von 1_Q und/oder

23. Doppelkrummer nach den Losungen in Punkt 1. - 22. dieses Abschnittes, i.e IT-. Z-. U-, I- und/oder konkav/konvex - etc. oszillierende Doppelkrummer, jedoch mit definierten Innen- und Aussenradien r( l ) und r( l )_aus des jeweils ersten und des jeweils zweiten Einzelkrümmers r(2)_m und r(2) in abgemndeter Krummungsversion und der entsprechenden Werte RQ( 1 ). R₀(2) sowie einem definierten Globalwert R₀ des jeweiligen Doppelkrummers ( cf Bild 86 ). wobei:

23.1 das Verhältnis von r( l ) b₀ im Bereich von 0.001 < r( l )_)n b₀ < 1000. vorzugsweise im Bereich 0.1 < r( 1 ) /b₀ < 10 hegt und/oder

23.2 das Verhältnis von r( l )_aus/b₀ im Bereich von 0.001 < r( l )_aus/b₀ < 1000. orzugs¬ weise im Bereich 0.1 < r( 1 )_aus/b₀ < 10 hegt und/oder

23.3 wie 23.1. jedoch für r(2)_]r|/b_A und/oder 23 4 wie 23.2. jedoch für r(2) /D_A und/oder

23 5 das Verhältnis von R₀( l )/b₀ im Bereich von 0.001 < R₀( l )/b₀ < 1000. vorzugsweise im Bereich 0 1 < R₀( 1 ) bn < 10 hegt und/oder

23.6 wie 23.5 jedoch für R₀( 2 )/b_A und/oder

23.7 wie 23.1 - 23.5. jedoch anstelle von b₀ und b_A die kürzeste Breite b_κ des Zw lschen- stuckes mit der Lange 1_Q ( oder l'n) und/oder

23.8 wie 23.1 - 23.^" jedoch anstelle der Breiten b₀, b_* und b_κ die entsprechenden Hohen, hydraulischen und/oder konzentrischen Durchmesser und Flächen ( cf. Punkt 18. der Technischen Losungen in diesem Abschnitt N°8 ) und/oder

23.9 das Verhältnis von R_Q/ im Bereich von 0.001 < R_Q/1₀ < 1000, vorzugsweise im Bereich 0.1 < R₀/l₀ < 10 hegt und/oder

23.10 wie 23.9, jedoch anstelle 1₀ hier 1'₀ und/oder

23.1 1 Das Verhältnis der Radien r./r₂ sowohl für die Innen- als auch die Aussenwandung im Bereich von 0.001 < r-/r₂ < 1000, vorzugsweise 0.1 < r^r-, < 10 beträgt und/oder

24 Technische Lösungen nach Punkten 1. - 23. in diesem Abschnitt N° 8, jedoch in mindestens einer der möglichen Technischen Lösungen N° 1. - 15. des Abschnittes N° 3 der Technischen Losungen dieses Kapitels ( cf. Bilder 87 - 90 ) und/oder

25. Wie 24. ( in diesem Abschnitt ) jedoch mit jeweiligen Wertebereichen der möglichen Verlustziffern ζ_M. die sich gegenüber Punkt 24. um den Faktor 2 bis 5 vergrossern.

^Q Zusammengesetzte Stromungskrummer und Stromun *gs*-kanalformen mit Bifurkationen ( I )

Ansprüche:

1 1 Krummer und/oder Stromungskanalformen für die vorbezeichnete Porenmembran Diaphrag¬ ma* wie nach einem oder mehreren der Ansprüche 1. bis 10._j weiter dadurch gekennzeichnet, dass diese auch mit regellos ausgebildeten transmembranen Stromungskanäle und/oder Teil¬ kanälen aus allen bisher genannten Krümmervarianten und/oder resultierenden Stromungskanal¬ segmenten ( i.e mit 0 < r < oo, cf. Punkt 1. - 4. ) sowie auch mit allen in Anspruch 9 genannten nicht regellosen Krummer- und/oder Stromungskanalsegmenten untereinander ( i.e. mit 0 < r < oo. cf. Punkt 1 - 4. ) für den transmembranen Stofftransport kombiniert eingesetzt werden und/ oder

1 1.1 Krummer und/oder Stromungskanalformen für die vorbezeichnete Porenmembran Dia¬ phragma* wie nach einem oder mehreren der Ansprüche 1. bis 1 1.. weiter dadurch gekenn¬ zeichnet, dass lokale Turbulenzen und/oder Konvergenzen Stromungsverhältnisse eine bevor¬ zugte Aufheizung, ggfs. Abkühlung der transmembranen Dampfstromung und/oder eine Teil- strommengen-Abzweigung über Bifurkationen und Bifurkationsruckstromkanäle schaffen, und alle bisher erw ahnten Stromungskanale einschhesshch Stromungskanalspiralen und maander- formige Stromunsgkanäle mit symmetrisch und/oder unsymmetrisch geformtem Aussenumfang und/oder zu ( Bestand- ) Teilen aus mindestens einer U- ( und/oder U- ) und oder Z- ( und/oder _./ - ) Form umfassen, wie auch behebige ( eg. trigonometrischer ) Penodizitäts- und Funktions¬ formen eines Stromungskanals aus den zu π. U. Z und/oder /zusammengesetzten, zwei auf¬ einander folgenden Einzelkrummem bestehen, im Bereich zwischen zwei entsprechenden und/ oder nach entsprechenden IT-, und/oder Z-Krümmern im Bereich starker Strömungskonvergen¬ zen Bifurkationen angebracht werden und den Bifurkations-Rückstrom über Bifurkations-Ruck¬ stromkanale auf die Vorderseite, i.e. die Einströmseite des Diaphragmas zurückführen, solche einströmseitigen Bifurkationen und oder Bifurkations-Ruckstromkanale vorzugsweise durch kleine Winkel ß , gekennzeicnet sind ( cf. Bilder 80ff und Bild 91 ) und/oder

1 1.2 Krümmer und oder Stromungskanalformen für die vorbezeichnete Porenmembran Dia¬ phragma* wie nach einem oder mehreren der Ansprüche 1. bis 1 1.1., weiter dadurch gekenn¬ zeichnet, dass die Symmetrie- oder Bezugsachse des Aussenumfangs Spiral-förmiger und/oder mäanderförmiger Strömungskanäle und Strömungskanalbestandteile derart in einer x-, y- und oder z- und/oder y/z-, x/z- und/oder in x y- und/oder x/y/z-Translationsrichtung liegt, dass kleine Abzweigwinkel ßp, ohne Kopplungseffekt zwischen dp/dx und resultierendem Sogeffekt im Zentralstrom einerseits und Sogeffekt und der Bifurkationsströmung andererseits auftreten, und zwar auch für γ = 180° ( cf. Bild 92 ).

10. Zusammengesetzte Stromungskrummer und Stromungskanalformen mit Bifurkationen ( II )

IT-, U-, Z- und /- Doppelkrümmer sind Elementarbauteile der komplexeren transmembranen Strömungskanalkombination, da sie (i) die Richtung des transmembranen Dampfstromes rückwärts und vorwärts kombinieren, damit (ii) jede der im transmembranen xyz-Translations- raum möglichen Orientierungen des Dampfstromes durch eine lokale Manipulation kontrollieren und (iii) diese Manipulation unter Einsatz von Bifurkationen eine perfekte Kontrolle von Fp, F_D und der andernfalls resultierenden transmembranen Kondensation erlauben, da die Bifurkation auch die gegenüberliegenden Wirbel reduzieren. Ein Doppelkrümmer ( oder eine entsprechende Variante/ Abkömmling infolge variierender Beträge der Winkel δ* und δ₂ und/oder d(2) oder infolge variierender Abrundungen, Zwischenstücke. Zwischen- und Endstücklängen, cf. oben und weiten unten ) ist hinsichtlich der wesentlichen Merkmale seines internen Strömungsprofils beispielsweise durch die relative Distanz l_p d_j ( oder lß/bn etc., cf. letzter Abschnitt der Technischen Lösungen dieses Kapitels ) charakterisiert, wobei 1₀ die Länge des Zwischen¬ stückes ist, welches die Einzelkrümmer des jeweiligen Doppelkrümmers voneinander trennt.

In der Rückwärtsmodifikation werden sowohl ( abrupte ) U- als auch ( abgerundete ) U-Krüm- mer eingesetzt. Bild 80 zeigt 3 zu einem ri-Krümmer mit l₍ d = ca. 0, l₍ d_j = 4.5 und W κ = 1 sowie die resultierenden Strömungsverhältnisse für eine konstante ( i.e. gegebene ) Re-Zahl und δ ( = δ, = δ₂ ) = 90°.

Ansprüche:

deshalb Krummer- lokale F_F -Mιnιmalwerte ergeben und sich der bevorzugte Bifurkations¬ bereich genau in der Mitte des Zwischenstuckes mit der Lange In befindet, die Stromungs- verhaltnisse in U-Krummern analog zu den ( hier dargestellten ) Stromungsverhaltnissen in II- Krummern sind, allerdings die relativen Impulsverluste durch F_{F 0} in einem U-Krummer geringer sind verglichen zu einem analogen FI-Krummer und je nach operativer Re-Zahl sich mit variierendem δ der Ort der maximalen Todstromung. Turbulenz. Konvergenz und damit der Ort der optimalen Teilstrommengenabzweigung über eine Bifurkation innerhalb des IT- oder U- Krummerbereichs verschiebt und aus diesem Grund in der vorbezeichneten Porenmembran Diaphragma* IT- und U-Krummer über einen weiten Bereich. 1 e 0 001 < lr d < 1000. orzugs¬ weise ( schon aus effizienten Raumausnutzungsgrunden ) jedoch in einem Bereich 0 1 < l /d_k < 10 ein *cgesetzt werden

1 1 Zusammengesetzte Stromungskrummer. Stromungskanalformen und Bifurkationen ( III ) -

Ansprüche

13 Krummer und/oder Stromungskanalformen für die vorbezeichnete Porenmembran Diaphrag¬ ma wie nach einem oder mehreren der Ansprüche 1 bis 12 , weiter dadurch gekennzeichnet, dass der bevorzugte Bereich für Bifurkationen in Z- und /-Krummem mit l'n/d_κ = ca 1 ( I e im Bereich von 1 ) an der Aussenseite des Ausstromkanals ( wie bei IT- und U-Krummern mit Wd^ = ca 0 ) hegt, wahrend er für l' /d_κ = (ca.) 0 minimal ist und keine spezifische Losung für die Abzweigung einer Teilstrommenge über Bifurkationen ermöglicht, für grossere Werte, 1 e l' /d_k > 0 im Z- und oder /-Krummer sich auf Kosten des von Ausstromteilkanal-Abzweigungen abgez eigten Bιfurkatιons(-ruck-)stromes die Bifurkationsmoghchkeiten zunehmend in das Zwischenstuck mit der Lange 1₀ verlagern, wahrend das Potential zur Erhöhung von F_{D 0} absolut sinkt, relativ ( zu F_{F ()} ) aber je nach Gesamtlosung steigt ( cf Bild 93 ), da auch F_{F 0} infolge abnehmender Stromungswirbel / -Konvergenzen abnimmt, und somit nach der qualitativen Zusammenfassung der F_™- und F_{D 0}- Werte als Funktion von l' /d in Bild 93 die Z- und /- Krummer deshalb in der Porenmembran Diaphragma* über einen weiten Wertebereich l'n/d_κ . I e 0.001 < l'₍ d_κ < 1000. vorzugsweise jedoch ( besonders aus Gründen der transmembranen Kondensationskontrolle ) im Bereich 0 1 < l' /d < 50 eingesetzt werden

12 Zusammengesetzte Stromungskrummer und Stromungskanalformen mit Bifurkationen ( IV )

Abweichungen von der ' reinen' Rückwärts- ( i.e U- und U- ) und Vorwartsmodifikationen ( _I e Z- und ^" - Modifikation ) umfassen die Verlagerung des 2 Doppelkrummerteils, 1 e den respektiven Ausstromkanal in eine 2 Ebene derart, dass eine Überschneidung der II- mit der Z- ( und/oder der U- mit der /- ) Variante für den Fall δ(2) = 90° oder δ(2) = -90° möglich sind Die zu den in Bild 82 dargestellten Turbulenzen koexistierenden Konvergenzen der prinzipiellen Strömung befinden sich a^") auf der Aussenseite des Zwischenstuckes mit der Lange 1'₀ und auf der Aussenseite des Ausstro -Teilstuckes 2-Ebenen-Losungen der II- und der U-Krummer zeigen ein reduziertes Minimum, ahrend 2-Ebenen-Losungen der Z- und /-Krummer ein reduziertes Maximum im lokalen Beitrag zu Fp ₀ aufweisen, bevor sie sich bei höheren 1 n/d-— Werten dem Grenzwert-Beitrag nahern, der durch den doppelten Beitrag zweier entsprechender Einzelkrummer g ee--ege' ben ist

Ansprüche

14 Krummerund/oder Stromungskanalformen für die vorbezeichnete Porenmembran Diaphrag- ma* wie nach einem oder mehr der Ansprüche 1 bis 13 . weiter dadurch gekennzeichnet, dass 2-Ebenen-Losungen der elementaren Doppelkrummer in der Porenmembran Diaphragma* vorzugsweise in der Vorwartsmodifikation eingesetzt werden, da sie die Lange des Zwischen¬ stuckes, 1'₀. für eine Optimierung des lokalen Beitrages zum Verhältnis Fp ₀ /Fp ₀ verkurzen, somit den Gesamtwert von F_{F 0} ubeφroportional zum Gesamtwert von Fp ₀ reduzieren, wahren sie in der Ruck artsmodifikation ( I e 11- und U-Kmmmer ) zur Vergrosserung transmembrane Zustandsgradienten beitragen und/oder

14 1 Krummer und/oder Stromungskanalformen für die vorbezeichnete Porenmembran Dia¬ phragma* wie nach einem oder mehr der Ansprüche 1 bis 14 . weiter dadurch gekennzeichnet dass 2-Ebenen-Losungen der U- und U- als auch der Z- und /--Doppelkrummer über einen weiten δ(2 »-Bereich, fe -180^c < δ(2) < 180°, vorzugsweise -90° < δ(2) < 90° ( auf beiden Seiten ) eingesetzt werden, und sich der Bereich der operativen Relativlangen auf 0 001 < 1 /d_κ < 1000 erstreckt und/oder analog zur Losung I in Bild 76 der bevorzugte Bereich für Bifurkatio¬ nen in 2-Ebenen-Losungen der fl-. U-, Z- und /-Krummer mit gegebener Lange Wd_κ in der Krümmung des 2 Krümmers hegt, sofern der Betrag des Winkels δ(2) relativ hocn ist. oder bei geringen δ(2)-Werten, I e sofern der δ(2)-Beιtrag relativ niedrig ist, beispielsweise an der Aus¬ senwandung des Zwischenstuckes und dem Doppelkrummer-Ausstrom-Teilkanal, die tatsächli¬ che Präferenz des Bifurkationsortes von der eingesetzten Relativlange d_κ des oder der Zwischenstucke abhangt ( cf Bilder 80 - 90 ). und/oder

14 2 Krummer und/oder Stromungskanalformen für die vorbezeichnete Porenmembran Diaphragma wie nach einem oder mehr der Ansprüche 1 bis 14 1, weiter dadurch gekennzeich¬ net, dass sich für Vrj v = ca 1 der Ort für Bifurkations-Teilstromabzweigungen vorzugsweise a der Aussenseite des Zwischenstuckes von 2-Ebenen-Doppelkrummern befindet, da dies bereits für ri- und U-Krummer in einer Ebene der Fall ist, für Z- und /-Doppelkrummer m 2 Ebenen sich dagegen der Ort der bevorzugten Bifurkations-Teilstromabzweigung mit steigendem Betrag des Winkels δ(2) auf einen kleiner werdenden Teil der ( von der Einströmung betrachtet gegen¬ überliegenden ) Aussenwandung des entsprechenden Ausstromkanals verlagert und auf einem grosser werdenden Teil der Seitenwand und/oder Bifurkationen in nicht-konzentrischen Stromungskanalen für alle Losungen sowohl an der Aussenwandung als auch an den Seiten- w andungsbereichen des Austromkanals zur Abzweigung einer Teilstrommenge eingesetzt werden, und die Wahl der bevorzugten Seitenwand von dem benotigten Verhältnis Fp Fp, abhan -tgt¹

13 Diffusor- Krummer, gekrümmte Diffusoren - Eine Verringerung des ( lokalen Beitrages zum F_F - ert wird ferner durch eine im Gegensatz zum Krummer mit parallelen Aussenwandungen kontinuier iche Veränderung des Verhältnisses von Ausstromungsquerschnitt A^ zum Ein¬ stromungsquerschnitt An in einen gekrümmten Stromungskanalbereich erzielt, wie es für Diffusoren ( cf Bilder 28 ff ) und Düsen der Fall ist Für A_A/A₀ > 1 erhöht sich die Bildung von Turbulenzen, aber bei konstantem Forder- und/oder Massenstrom ( Q ₀ und/oder Q_{™ Q} ) verringert sich auch die entsprechende Stromungsgeschwindigkeit, welche ^'wiederum die Druck¬ verluste durch Geschwindigkeitsverluste ausgleicht Unter einer gegebenen Grenze D ^/D_Q ist di Reduzierung des F_{F 0} - Wertes infolge Geschwindigkeitsreduzierung grosser als die Fp n- Vergrosserung durch die Aufweitung des Stromungsquerschnittes und resultierender ( Zusatz- ) Turbulenzen In einem begrenzten Bereich D_A/D₀(δ) können deshalb die Globalverluste F_F erkleinert 1 e durch Veränderung des Krummerquerschnittes das Verhältnis Fp Fp vergrossert w erden

Ansprüche

15 Krummer und/oder Stromungskanalformen für die vorbezeichnete Porenmembran Diaphragma* wie nach einem oder mehr der Ansprüche 1. bis 14 2, weiter dadurch gekennzeich¬ net, dass die Minimalverluste für δ = 90°mιt r = 0 bei einem Verhältnis der Diffusorquerschnitte von 1 19 < D_A/D₀(δ=90°) < 2 01 erzielt wird, in abgerundeten parallelen und konzentrischen Stromungskrummern ( 1 e r > 0 ) der optimale D_A/D₀-Wert dagegen etwa 1 0 oder sogar < 1 0 betragt und _je nach Krummerwinkel einer Diffusor- und /oder Dιffusor-/Dusenlosung zur zur Optimierung der Stromungsverhaltnisse zum Beispiel für die effiziente Abzweigung eines Bifurkationsstromes kontinuierliche Querschnittsveranderungen über einen sehr grossen Bereich 1 e für Ablenkungen -180° < δ < +180°. v orzugsweise -90^c < δ < +90° Querschnittsveranderun¬ gen im Bereich von 0 05 < D_A/D₀(-90^o<δ<+90°) < 100, vorzugsweise jedoch im Bereich von 0 5 < D_A/D₀(-180°< δ < +180°) < 10 ( cf Diffusor-Losungen ) vorgenommen und dabei die Fertigungsmethoden des Abschnittes n° 3 der Technischen Losungen dieses Kapitels bev orzugt eingesetzt werden

Wahrend die Verlustziffern ζ in gekrümmten Stromungsbereichen für D_A/D₀ > 1 in einem bestimmten Bereich relativ konstant bleiben, die Veränderungen der Verlustziffer ζ für D_Λ/D_{) < 1 und für D Λ /D_Q » 1 dagegen von grosser Bedeutung sind und, da das Seitenverhältnis ( abgerundet Ellipsen- und/oder Kreisradienverhaltnis ) des Stromungskanals, a/b beziehungs¬ weise ap/b₀, von grosser Bedeutung für F_F n und Fp sowie für das resultierende Verhältnis Fp/Fp, ist ( wobei a ( an ) die Hohe des Stromungskanals ist, cf oben ) und sich für steigende erte an/bn. > 1 F_F und Fp/Fp verringert, wahrend sich F_p und Fp F_D für fallende Werte, I e an/bn < 1 vergrossern ( cf 2 Diffusortypen in Punkt 14 2 der technischen Losungen für Diffusoren ) werden ein 'gee"- setzt

Anspruch

15 1 Krummer und/oder Stromungskanalformen für die vorbezeichnete Porenmembran Diaphragma wie nach einem oder mehr der Ansprüche 1 bis 15, weiter dadurch gekennzeich¬ net, dass die die Stromungsschnecke im ( idealisierten ) Stromungskonus nicht nur für bessere Raumausnutzungsgrunden eingesetzt wird ( cf oben ), sondern für gezielte lokale ( ggfs diskontinuierliche ) Querschnittsmodifikationen ( eg via Düsen ) mit und ohne Teilstrom- abzweigungen über Bifurkationen zur Manipulation grosser Bereiche des Fp/Fp- Verhältnisses

14 Transmembrane Bifurkationsscenanos / planar - Zur Vergrosserung der Diaphragma - Kraft eines transmembranen ( eg zwischen den Bifurkationen ggfs zentralen ) Stromungskanales, Fp _Q. und zur relativen Vergrosserung und Verkleinerung des Verhältnisses Fp, n / Fp ₀, wird die Anzahl ∑n_{κ s} ( Index K Laufvariable für Krummer. S Stromungskanal ) von Krummem mit und wahlweise ohne Bifurkationen entlang des transmembranen ( Zentral- ) Kanals nacheinandei in Serie montiert Die Bilder 94-96 zeigen schematisch einige konstruktionelle Losungen zur \ ergrosserung von Fp ₀ und F_{p 0} und zur relativen Veränderung des entsprechenden Verhältnis¬ ses Fp ₀ / F_{F 0} Eine relative Vergrosserung von F , ₀ durch Serienmontage von Krummer- Bifurkationen ist nur gewährleistet, wenn pro Bifurkation die dazugehörige ( innere und aussere ) Reibungskraft zwischen den (dazugehörigen) mindestens zwei ( drei etc ) Krummem und/oder zwischen erster Bifurkation und Stromungseingang und/oder zwischen letzter Bifurkation und Stromungsausgang des transmembranen ( ggfs Zentral- ) Kanals ( cf Bild 95 ) kleiner ist als der entsprechende Fp, ₀-Wert. l e

F_p, ₀(ΔΣn_{κ s}) > ΣF_{F 0}(ΔΣn_{κ s}) ( 1 1 1 )

Für eine relative Erniedrigung von F_p, ₀ gilt entsprechend umgekehrt

F_{D ()} (ΔΣn_{κ s}) < ΣF_{F 0}(ΔΣn_{κ s}) ( 1 12 )

Da mit zunehmender Distanz vom ( zentralen ) Stromungseingang die Masse der transmembra¬ nen ( Zentral- ) Strömung abnimmt, ist der relative Beitrag sukzessiver Bifurkationen zum Aufbau v on p_ß selbst be starker Erwärmung und/oder Beschleunigung der ( trans- ) membranen Strömung limitiert sodass ab einer Anzahl n^ (knt) (Un-)Gleιchung ( 1 1 1 ) nicht mehr zutrifft und durch (Un-)Gleιchung ( 1 12) ersetzt wird Beliebige Diffusor- und/oder Dusenlosungen anstelle ordinäre Stromungskanal-Segmente erweitern das Repertoire dieser Losungen, ohne die prinzipielle Gültigkeit de jngieichungen ( 1 1 1 ) und ( 1 12 ) einzuschränken

Ansprüche 16 Krummer und/oder Stromungskanalformen für die vorbezeichnete Porenmembran Diaphragma wie nach einem oder mehr der Ansprüche 1 bis 15 1, weiter dadurch gekennzeic -net, dass die konstruktionellen Variablen zur Manipulation von n_{κ s}(kπt) > 0 oder n_{κ s}(knt) = periodischer Abstand λ zwischen zwei Bifurkationen und seine entsprechende Änderung dλ_ω, und resultierende ( eg periodische ) Änderungen δdλ„ der Änderungen selbst, I e im tran membranen Gesamtverlauf, sind und/oder weiter aus der ( lokalen ) Oberflächengüte λ ( s w ei unten ) bestehen, aus der Veränderung der Krummerwinkel Δδ. und analog δΔd, sowie die Durchmesser der Bifurkations- und ( trans- ) membranen Stromungskanal.e d_ß und dp und sich die Zustandsvaπablen zur Manipulation von n_{κ s}(knt) > 0 oder n_κ (krιt) = 0 aus Gleichungen (54), (72) und (81 ) ergeben, so die innere Reibung durch sinkende Winkel δ, > δ-_> > δ--. der transmembranen ( Zentral- ) Strömung progressiv reduziert wird und für relativ hohe dT/dx- un dp/dx-Gradienten relativ grosse Winkel δ_: und eine progressive Erhöhung der sukzessiven Winkel δ, < 02 < δ .. eingesetzt wird, das transmembrane Wechselspiel δΔd der Winkel δ umfasst Werte^'zw ischen 0° und 360°, vorzugweise jedoch zwischen 0° und 90° insbesondere dann, wenn U- und Z-Krummer oder Krummer mit trigonometrischer Peπodizitat ( eg Sinus krummer ) eingesetzt werden, wahrend dλ_ω nacheinanderfolgender Bifurkationen im Bereich 0 1 λ_ω < dλ_ω < 10 λ_ω hegt und/oder

16 1 Krummer und/oder Stromungskanalformen für die vorbezeichnete Porenmembran Diaphragma wie nach einem oder mehr der Ansprüche 1 bis 16 . weiter dadurch gekennzeich¬ net, dass die aus der Serienmontage der Krummer resultierende Limitierung des Verhältnisses F_D n/F_F n infolge a) der Wandreibung und b) der inneren Reibung ( eg infolge von Turbulenze etc^' im Zentral- und Bifurkationsstrom ) durch Aneinanderreihung einer ausreichenden Anzahl ∑n_{s p} ( Index S Laufvanable für Stromungskanal, P parallel ) von transmembranen ( ggfs Zentral - ) Kanälen zu einer Matrix überwunden wird ( cf Bilder 94-96 ), die in der z-/y-Ebene des Diaphragmas* entweder symmetrisch oder unsymmetrisch angeordnet sind, und die in Bild 94 gezeigte Anordnung der transmembranen Stromungskanale annehmen, die verglichen zu Bild 95 bei ansonsten konstanten Stromungsbedingungen relativ hohe transmembrane Stromungsgeschwindigkeiten und relativ geringe F_{F 0}-Werte ( infolge relativ geringer innerer Reibung durch Stromungsablenkung δ ) im zentralen Stromungskanal erlaubt, wahrend die Stromungsverhaltnisse im Diaphragma im Bild 95 relativ hohe Fp n-Werte erzeugen und eebenefalls die in Bild 96 gezeigten selektiven Bifurkationen von in Serie montierten Krumme eingesetzt w ird. wobei zwei benachbarte transmembrane Stromungskanale einen gemeinsamen ( zentralen ) Bifurkations-Ruckstromungskanal versorgen und der Gesamtwiderstand F_{F 0} etwa dem Widerstand F_{F 0} von 6 einzelnen Krummem, der F_D -Wert dagegen nur dem 2 einzelnen Krümmern entspricht und deshalb vorzugsweisefur grosse transmembrane Zustandsanderungen bei hohen und niedrigen Geschwindigkeiten v eingesetzt wird, und die Anzahl solcher Stromungskanale pro Diaphragma zwuschen 2 < ∑n_{s p} < 1000 hegt

15 Symmetrie - Die transmembranen Stromungskanalscenaπos mit Bifurkanonen, Bifurkation

Ruckstromkanalen, Krummem und Krummervarianten werden mit den Punkten 1 bis 16 der

Technischen Losungen des orletzten Kapitels und mit den Punkten 1 bis 9 der technischen

Losungen des letzten Kapitels kombiniert und enthalten entweder

12 1 transmembrane Symmetπeanteile oder

12 2 sind völlig s mmetnsch oder

12 3 sind völlig regellos und/oder unsvmmetnsch

Die Sv mmetnezustande schhessen sowohl alle (l) transmembran möglichen makroskopischen a auch alle (n) transmembran möglichen mikroskopischen S mmetneachsen im xyz-Translations raum eines Diaphragmas mit ein

Ansprüche

17 Krummer und/oder Stromungskanalformen für die vorbezeichnete Porenmembran Diaphragma* wie nach einem oder mehr der Ansprüche 1 bis 16 1. weiter dadurch gekennzeich net, dass ( zu (I) ) parallel und nicht-parallel versetzte transmembrane Einzelkanale ( Bild 97 ) oder Teile transmembraner Einzelkanale für eine makroskopische S mmetπe eg durch externe Diffusor - Düsen - Übergänge und/oder mindestens einem der beanspruchten Diaphragma - Bauteile sowohl im Siebmode und/oder durch interne Diffusor - Düsen - Übergänge im Tiefenfilter - Mode und/oder oder mindestens einem der beanspruchten Dιaphragma*-Bauteιle hergestellt wird, wobei im Tiefenfilter-Mode orzugsweise keine Trennung chemischer Komponenten v oneinander beim transmembranen Stofftransport vorgenommen w ird und die kritischen Dimensionen grosser sind als der MFP und/oder

17 1 Krummer und oder Stromungskanalformen für die vorbezeichnete Porenmembran Diaphragma wie nach einem oder mehr der Ansprüche 1 bis 17 . weiter dadurch gekennzeich¬ net, dass mindestens eine mikroskopische ( und/oder makroskopische ) Membransymmetrie durch die Verschmelzung und/oder Überlappung der beanspruchten prinzipiellen Diaphragma*- Bauteile ( Elemente ) zu einem einzigen transmembranen Funktionsbauteil ( Element ) herge¬ stellt wird und/oder die Aneinanderreihung von IT- und/oder Z-Krummern maanderformige Stromungskanale mit makroskopischen Symmetπeanteilen ( Bild 98 ) ergebene, die La al-Duse dabei die Verschmelzung zweier Krummer mit beliebigem, aber gleichem Krummeranschnitt darstellt und deshalb vorzugsweise für eine anlagentechnische Kombination mit Bifurkationen. somit einen Spezialfall mikroskopischer Symmetrie im vorbezeichneten Dampfabscheide¬ verfahren darstellt und/oder

17 2 Krummer und/oder Stromungskanalformen für die vorbezeichnete Porenmembran Diaphragma wie nach einem oder mehr der Ansprüche 1 bis 17 1. weiter dadurch gekennzeich¬ net, dass der Zustand völliger Regellosigkeit und oder Unsymmetπe transmembraner Stromungs¬ kanale einsch esshch die vollige Regellosigkeit in der Variation der Betrage der pro Stromungs¬ kanal nacheinander folgenden Krummerwinkel δ sowie der Abzweigungswinkel ßp, der ggfs assoziierten Bifurkations-Ruckstromkanale eingesetzt wird und/oder diese Variation sich auf alle im dreidimensionalen xyz-Translationsraum eines Diaphragmas* möglichen Ausbreitungsrich¬ tungen eines transmembranen Stromungskanals beziehen und/oder transmembrane Stromungs¬ kanale mit labyrinthartigem Stromungsweg eingesetzt werden, in denen die obigen und beliebige Krummer zum Richtungswechsel der transmembranen Strömung eingesetzt wird ( Bild 99 )

Schlussfolgerungen

Nirgend o sonst sind die Erstarrungswege kurzer als bei PVD Der Subhmationsvorgang besteht aus dem Anbau einzelner Atome und Atomkaskaden mit unendlich kleiner, gegen Null tendierender latenter Warmebetrage Wahrend die PVD-Kuhlraten etwa 2 - 6 Grossenordnungen grosser sind als die Kuhlraten derjenigen RSP-Methoden, mit denen technisch relevante konstitutionelle Effekte für Leichtbaumateπa en wie Mg erzielbar sind, sind die entsprechenden operativen Warmetonungen mit PVD etwa 8 - 12 Grossenordnungen kleiner als bei RSP Eine nach der anfanglichen Unterkühlung auftretende Rekalescenz kommt praktisch nicht vor und lasst bereits an dieser Stelle eine qualitative Abschätzung der zulassigen Produktivitätssteigerun¬ gen der heutigen PVD-Methoden für Massivbauteile und Massenproduktion zu, ohne dabei die ge ünschten Eigenschaftsprunge von neuen Hochleistungswerkstoffen zu gefährden. Denn entlang der Normalen zur Erstarrungsfront ist die rasche Erstarrung aus der Schmelze immer ein diskontinuierlicher Prozess. dagegen aus der Dampfphase ein kontinuierlicher Wachstums- prozess Den analogen Umkehrbeweis kennt jedes Kind den Kuhleffekt einer kondensierten Substanz w le Äther oder Benzin auf der Haut, der erst dann verschwindet, wenn die Substanz selbst verschwunden ist

Deshalb ist PVD die Fortfuhrung der RSP mit effektiveren Mitteln und viele nützlichen PM/RSP-Errungenschaften der fetzten Jahre lassen sich mit PVD veredeln, viele mögliche Entw icklungen ^"mit PVD lassen sich aus den Erfahrungen mit RSP extrapolieren und wahre Technologiesprunge erwarten

Hinzu kommt der reinigende Di sti liiere ffekt als Gratiszugabe der PVD-Verfahren. eine beson¬ ders ichtige Eigenschaft für solche Werkstoffe, an die nicht nur hohe Anforderungen in ihrer Belastbarkeit gestellt werden ( Festigkeit. Steifigkeit ). sondern insbesonders hohe Erwartungen an ihre Lebensdauer in einem grossen Spektrum von Eigenschaften ( Widerstand gegen Erm_üdung. Korrosion. Kriechen ) gestellt werden, so etw a in der Luftfahrt Eine Gratiszugabe. die im Übrigen auch eine verbesserte Verfahrenskontrolle der Keimbildung anbietet und nicht nur bei der Phasenauswahl für Werkstoffe der Halbleitertechnologie bisher ganz ungenutzt bli Das V erfahren stellt eine industrielle V ariante aus Reinraumtechnik und V erfahren in einem Verarbeitungsschritt

Physikalisch gesehen isoliert PVD den Eigenschafts-kontrolherenden Verarbeitungsschritt un begrenzt die Phasenumw andlung ahrend des Aggregatwechsels auf das Einzelatom Damit wird ein universeller Sprung gegenüber konventionellen "Verbund' Werkstoffen vollfuhrt die Eigenschafts-konstituierenden "Ver-Bιndungs"krafte zwischen den Komponenten verlagern si von zumeist störenden oder nicht zufriedenstellenden Phasengrenzen auf die mtra-atomaren Bindungskrafte und Elektroneneigenschaften des Translationsgitters und ver andter Anordnu gen der Elementarteilchen, ohne viel Rucksicht auf die Gebote des thermodynamischen Gleich gewichtes zu nehmen Charakteristische Grossenordnungen von Gefugemerkmalen verlagern sich aus dem μm- in den Angstrom-Bereich Hierin egt ein Teil der von der Mischungsregel abweichenden Technologiesprunge begründet Dabei werden die vielfaltigen Vaπationsmoghc keiten der Verbundwerkstoffe nicht eingegrenzt oder beschnitten, sondern noch erweitert Alle ein Basiswerkstoff w ie Magnesium erlaubt via PVD 10³⁶ völlig neue Legierungssysteme und unter Einbeziehung der bereits angewandten Legierungschemie mehr als 10¹⁰⁰ neue Legierun systeme So konnten mit Refraktaratome übersättigte αMg-Mischkπstalle jede Form der E-Modulsteigerung via Mischungsregel übertreffen und das hatte starke Konsequenzen für die allgemeine Verarbeitung und die Endanwendung

Historische Superlative

Nanokristalline Materialien erstmalig wirtschaftlich

Erstmalig wirtschaftlich Massivbauteile aus der Dampfphase

Erstmalig ultra-pure Legierungen wirtschaftlich

Erstmalig passives Magnesium wirtschaftlich

Explosion der Vielfalt irtschaftlicher Materialien im Bereich der Strukturmaterialien, insbesondere Leichtmetalle, der Hochleistungswerkstoffe, aber auch der Funktionsmatenalien

Halbleitertechnik Solar-Sihzium ) usw

Die vorliegende Patentanmeldung stellt einen Meilenstein vor und ist ein Schritt zu einer ganz neuen Entwicklung Der niedrige Dampfdruck von Mg hat unter Mateπalkundlern bisher noch stets als ein naturgegebenes und deshalb unumstosshches Hindernis bei der weiteren Entwick¬ lung von Mg-Legierungen gegolten Als solches Hindernis akzeptiert, werden nur noch sekun däre, aus ihm resultierende Hindernisse als die eigentlichen Entwicklungsprobleme wahrgeno men Stattdessen ist PVD für Mg nicht bloss eine der möglichen Alternativen, sondern die Schlüsseltechnologie schlechthin, die diese Hindernisse der klassischen Mg-Verarbeitung von Grund auf zu ihrem Vorteil nutzt Der niedrige Dampfdruck prädestiniert Mg zur Verarbeitung über die Dampfphase und vereint dabei insgesamt 9 Entwicklungsrichtungen und Emzel- technologien in einem einzigen Verarbeitungsschritt

1 Höhere Reinheit gegenüber der relativ teuren schmelz-metallurgischen (IM) "high punty' (HP) -Technologie

2 Totalrecycling und Legierungsherstellung in einem Schritt, jedoch ohne die beim schmelzmetallurgischen Recvchng auftretende Gefahr der Re-Kontaminierung

3 Universelle Legierungsmoghchkeiten auch ohne Ruckgriff auf die teure Legierungschemie konventionell hergestellter Mg-Hochleistungslegierungen

4 Ultrahomogene Gefuge ohne die Beschrankungen der raschen Erstarrung ( RSP. begrenzte Gefugehomogenitat und Legierungsmoghchkeiten. somit begrenzte F&E-Effizienz, Abschreibeprobleme und relativ teuer )

5 Oberflachenschutzmassnahmen infolge der natürlichen Passivierung von Mg durch Punkt 2 - 4 nicht notig und erstmalige Uberwindungsmoghchkeit des galvanischen Kontakt- korrosionsproblems

6 _Überlegene Eigenschaften gegenüber und somit Ersatz von unzureichenden Mg-Li-

Legierungen 7. Höherer Korrosionswiderstand. Duktilität. Festigkeit und E-Modul gegenüber heutigen Leichtmetallverbundwerkstoffen (MMC's) bereits ohne Verstärkung, ohne jedoch auf die Verstärkung zu verzichten.

8. Umgehung der Nachteile der Pulvermetallurgie - (PM) Technologie, ohne jedoch ihre Vorteile auszuschliessen.

9. Entwicklungsmöglichkeiten für eine verbesserte. 2. Generation von MMC's durch Ankopplung an Mechanisches Legieren ( cf. PCT - Anmeldung PCT/EP95/02882 vom 19. Juli 1995 ).

Claims

Ansprüche

1. ( Phvsikalischs und chemisches ) Dampfförder- und Dampfabscheideverfahren ( i.e. PVD. CVD, CVR ) nach EP- Anmeldung 941 1 1991.9 [6] und PCT-Anmeldung PCT/EP95/02882 vom 19. Juli 1995. Ansprüche 5 bis 7. mit mindestens einer Verdampfungs- und/oder Mischungs- und/oder Reaktions- und/oder Abscheidekammer, das Verfahren weiter dadurch gekennzeichnet, dass seine Produktivität vom Akkomodationskoeffizienten α- (α_A) für Elementarteilchen während der Abscheidung und/oder der Reaktion und/oder Keimbildung und/oder W^;achstum und nicht vom Sättigungsdampfdmck der mindestens einen, am Dampf¬ transport beteiligten Komponente limitiert ist.

2.( Phvsikalischs und chemisches ) Dampfförder- und Dampfabscheideverfahren ( i.e. PVD. CVD, CVR ) nach EP- Anmeldung 941 1 1991.9 [6] und PCT-Anmeldung PCT/EP95/02882 vom 19. Juli 1995. Ansprüche 5 bis 7, und/oder nach Anspruch 1 , mit mindestens einer Verdampfungs- und/oder Mischungs- und/oder Reaktions- und/oder Abscheidekammer, und dessen globale Triebkraft für Stofftransport und Abscheidung durch einen Sogstrom ( i.e. erzwungene Konvektion ) bereitgestellt wird, und dessen

- effektive Fördermenge q(x) ( in Form eines Volumenstromes q_v(x) und/oder Massenstrome q_m(x) ) und der resultierenden Förderleistung Q(x), und/oder

- resultierende Abscheidemenge q(A) und -leistung Q(A) und/oder

- entsprechende ( nichtabgeschiedene ) Reaktionsproduktmenge qr(A) und -leistung Qr(A) von mindestens einer unbeheizten, beheizten und/oder relativ zur Dampftemperatur ( ggfs. stark, i.e. um bis zu mehrere hundert Grad ) überhitzten, vorzugsweise durch Induktion oder mit der Widerstandsmethode beheizten und/oder unbeheizten Porenmembran des Typs Diaphragma kontrolliert werden/wird, und/oder

2.1 Verfahren nach Anspruch 1. und/oder 2.. dadurch gekennzeichnet, dass die beheizte und ggfs. ( stark ) überhitzte Porenmembran ( Diaphragma* ) mindestens zwei ( in Serie und/ oder Reihe ) operierende Anlagenebenen trennt und einen durch kontrollierten Unterdruc angetriebenen transmembranen Stofftransport herstellt und oder

2.2 Verfahren nach einem oder mehreren der Ansprüche 1. bis 2.1. das Verfahren weiter dadurch gekennzeichnet, dass die Pumpgeschwindigkeit S am Eingang eines beliebigen Vakuumpumpenstandes den absoluten Wert des Unterdruckes in der Da pfabscheide- Vakuumkammer ( - ebene ) kontrolliert, der den globalen Sogstrom verursacht und/oder

2.3 Verfahren nach einem oder mehreren der Ansprüche 1. bis 2.2. das Verfahren weiter dadurch gekennzeichnet, dass die Porenmembranen vom Typ Diaphragma* ( PD ) die effektiven Grossen q (x), Q(x), q(A), Q(A), qr(A) und Qr(A) des Gesamtverfahrens sowie den entsprechenden Stofftransport zwischen individuellen Anlageneinheiten ( i.e. Verdampfungs-und oder Mischungs- und/oder Reaktions- und/oder Abscheidekammern ) kontrollieren und/oder

2.4 Verfahren nach einem oder mehreren der Ansprüche 1. bis 2.3. das Verfahren weiter dadurch gekennzeichnet, dass die maximale Förderleistung O..^m (x) und O ^m (x) und/oder die resultierenden maximalen Grossen in q(A), Q(AJ, qr(A) und Qr(A) für ein gegebenes Porenmembran-Design und für einen gegebenen Porenmembran-Operations¬ zustand eines gegebenen Verfahrenstypes und für ein gegebenes Anlagendesign durch die ( maximale ) Pumpgeschwindigkeit am Eingang des beliebigen Pumpenstandes kontrolliert wird und/oder

2.5 Verfahren nach einem oder mehreren der Ansprüche 1. bis 2.4. das Verfahren weiter dadurch gekennzeichnet, dass der absolute Wert des Unterdruckes in Zwischenkammern und/oder -ebenen der Gesamtanlage ( i.e. in Verdampfungs-und/oder Mischungs- und/ode Reaktionskammern ) der absolute Wert des Unterdruckes sowohl vom Unterdruck der in Strömungsrichtung folgenden nächsten Anlageneinheit und somit von der Pumpgeschwin digkeit S^{^}als auch für S= const.. von den durch die Porenmembran Diaphrgma ( PD ) kontrollierten Grossen q_v(x), Q(x), q(A). Q(A), qr(A) und Qr(A) kontrolliert wird und/ode

2.6 Verfahren nach einem oder mehreren der Ansprüche 1. bis 2.5. das Verfahren weiter dadurch gekennzeichnet, dass die Porenmembran PD unterschiedliche Dampfzustände und/oder Vakua ( T,p ) in benachbarten Kammern: 2 6 1 gewahrleistet und/oder

2 6.2 aktiv mitgestaltet und kontrolliert durch lokale Zustandsanderung ( insbesondere durch PD vom Typ 1 ) zwecks Kontrolle der makroskopischen Zustandsanderung innerhalb der Gasphase zwischen den Anlageneinheiten. und/oder

2 7 Verfahren nach einem oder mehreren der Ansprüche 1 bis 2.6. das Verfahren weiter dadurch gekennzeichnet, dass die Porenmembran PD eine spezifische transmembrane Warmetransferleistung von 0 01 bis 5000 W/mol liefert und/oder

2.8 Verfahren nach einem oder mehreren der Anspmche 1 bis 2.7. das Verfahren weiter dadurch gekennzeichnet, dass die Porenmembran PD einen transmembranen dT/dx- und/oder dp/dx-Gradienten über den ( kürzesten ) Querschnitt der Porenmembran gewahrleistet, deren Betrag unterschiedlich gross und/oder wesentlich grosser ( ggfs mehr als eine Grossenordnung ) ist als innerhalb der benachbarten Kammern und dadurch ein Dampf- und/oder Gasreservoir in der vom Abscheide- und/oder Reaktionsraum weiter entfernten Vakuum- und/oder Verdampfungs- und/oder Gasversorgungseinheit bildet und/oder

2.9 Verfahren nach einem oder mehreren der Anspmche 1. bis 2.8, das Verfahren weiter dadurch gekennzeichnet, dass die Porenmembran PD einen gestaffelten Bereich ( makros¬ kopisch diskontinuierliches Profil ) der operativen Dampf- und oder Gastemperaturen in einem integralen Temperatur-Gesamtbereich von -200° bis +3200°C entlang der Dampf- trajektonen zwischen Dampfquelle und Ort der Abscheidung und/oder Reaktion ermöglicht und/oder

1.10 Verfahren nach einem oder mehreren der Anspmche 1 bis 2.9, das Verfahren weiter dadurch gekennzeichnet, dass die Porenmembran PD einen regional und/oder lokal durch ( Dampf- und oder Gas- ) Druck angetriebene transmembranen Stofftransport kontrolliert und/oder

IΛ 1 Verfahren nach einem oder mehreren der Anspmche 1. bis 2.10, das Verfahren weiter dadurch gekennzeichnet, dass die Porenmembran PD einen gestaffelten Bereich ( makros¬ kopisch diskontinuierliches Profil ) der operativen Dampf- und/oder Gasdrucke in einem integralem Gesamtdruckbereich von 10^"° bis +2 bar entlang der Dampftrajektoπen zw ischen Dampfquelle und Ort der Abscheidung und/oder Reaktion ermöglicht ermö ^Jgcl^licht und/oder 12 Verfahren nach einem oder mehreren der Anspmche 1 bis 2.1 1 , das Verfahren weiter dadurch gekennzeichnet, dass die Porenmembran PD aus transmembranen Bauteilen, besteht, deren Stromungsverlustzifferbilanz pro transmembranen Stromungskanal. ζ₀. Werte im Bereich 0.005 </= ζ₀ </= 30, vorzugsweise im Bereich 0.01 </= ζ₀ </= 15 aufweisen und/oder 13 Verfahren nach Anspruch 2.12. die PD weiter dadurch gekennzeichnet, dass ihre trans¬ membranen Bauteile eine operative Differenz der Stromungsverlustzifferbilanz der trans¬ membranen Stromungskanale pro PD. i.e. Δζ₀. zulasst, deren Differenzwerte im Bereich 0 0001 </= Δζ₀ </= 15. vorzugsweise im Bereich 0.0002 </= Δζ₀ </= 2 aufweisen und/oder

2.14 Verfahren nach einem oder mehreren der Anspmche 1. bis 2 13, das Verfahren weiter dadurch gekennzeichnet, dass die Porenmembran PD einen transmembranen Dampfstrahl pro Stromungskanal mit Geschwindigkeiten im Bereich von 0 001 bis 3 Mach kontrolliert und/oder

2 15 Verfahren nach einem oder mehreren der Anspmche 1. bis 2.14. das Verfahren weiter dadurch gekennzeichnet, dass die Ruckseite der Porenmembran PD vor Abscheidung und oder^"Reaktιon der transmembranen Dampfstromung einen Flachenverhaltnis zwischen transmembranen Stromungskanal und PD-Ruckseitenflache von 0.05 bis 80%. vorzugsweise von 0.1 bis 50% aufweist und/oder

2.16 Verfahren nach einem oder mehreren der Anspmche 1 bis 2.15, das Verfahren weiter dadurch gekennzeichnet, dass die Ruckseite der Porenmembran PD vor Abscheidung und oder Reaktion der transmembranen Dampfstromung aus Materialien gefertigt ist, deren Emissivitat ε im Bereich von 0 bis 1. vorzugsweise im Bereich von 0 bis 0.5 gefertigt ist und/oder Verfahren nach einem oder mehreren der Anspmche 1 bis 2 16. das Verfahren weiter dadurch gekennzeichnet, dass der durch Unterdruck hergestellt transmembrane Stoff¬ transport durch eine Selektiv ität S_k von 0 1 < S < 1 0. v orzugsweise von 0 95 < S < 0 99999 gekennzeichnet ist und/oder Verfahren nach einem oder mehreren der Anspmche 1. bis 2 17, das Verfahren weiter dadurch gekennzeichnet, dass die durch Unterdruck hergestellte transmembrane Stoff- transportleistung Q durch einen nicht-abgeschiedenen Tragerdampf unterstutzt w ird. und/oder Verfahren nach Anspmch 2 18. der nicht-abgeschiedene Tragerdampf weiter dadurch gekennzeichnet, dass er aus arteigenen und/oder artfremden Komponenten der abge¬ schiedenen Vorform und/oder Rohlings und oder Zielwerkstoffes besteht und/oder Verfahren nach einem oder mehreren der Anspmche 1 bis 2 19, das Verfahren weiter dadurch gekennzeichnet, dass der nicht-abgeschiedene Tragersampf über einen Zv klon und oder Gasreiniger und/oder Dampf( staub )kollektorsystem ausserhalb der Dampf- abscheideebene gesammelt wird und/oder Verfahren nach einem oder mehreren der Anspmche 1 bis 2.20, das Verfahren weiter dadurch gekennzeichnet, dass der nicht-abgeschiedene Tragersampf in den Sogstrom v einer der Verfahrens-PDs. vorzugsweise der letzten PD vor Abscheidung und/oder Reaktion zurückgeführt wird und/oder Verfahren nach einem oder mehreren der Anspmche 1 bis 2.21, das Verfahren weiter dadurch gekennzeichnet, dass der Dampfstrom vor Abscheidung von der PD in einem Auftreffwinkel (K) von 2° bis 90°, vorzugsweise jedoch in einem Auftreffwinkel von 1 bis 89° auf die Oberflache des ( ggfs in-situ konsolidierten Rohlings ) dirigiert wird

Verfahren nach einem oder mehreren der Anspmche 1. bis 2.21, das Verfahren weiter dadurch gekennzeichnet, dass die Förderleistung Q(x) in einem Bereich von 0 0001 bis 100000 W. vorzugsweise in einem Wertebereich von 0 01 bis 30000 W hegt und/o Verfahren nach einem oder mehreren der Anspmche 1 bis 3., das Verfahren weiter dadurch gekennzeichnet, dass der Forderstrom q_N(x) m einem Bereich von 0 0001 bis 50 irr/sec, vorzugsweise in einem Wertebereich von 005 bis 25 m³/sec egt und o Verfahren nach einem oder mehreren der Anspmche 1 bis 3.1, das Verfahren weiter dadurch gekennzeichnet, dass der Massenstrom q_rp(x) in einem Bereich von 0.0005 bis 10 kg?sec. vorzugsweise in einem Wertebereicn von 0 1 g bis 1 kg/sec hegt und/ode Verfahren nach einem oder mehreren der Anspmche 1 bis 3 2, das Verfahren weiter dadurch gekennzeichnet, dass die betriebstechnisch bedingten Schwankungen der Forderle stung δQ(x)/δt in einem Bereich von 000001 bis 1000 W/s, liegen und/oder Verfahren nach einem oder mehreren der Anspmche 1 bis 3 3. das Verfahren weiter dadurch gekennzeichnet, dass die betriebstechnisch bedingten Schwankungen des Forderstromes δq^(x)/δt in einem Bereich von 00001 bis 3 m³/sec². liegen und/oder Verfahren nach einem oder mehreren der Anspmche 1 bis 3 4, das Verfahren weiter dadurch gekennzeichnet, dass die betriebstechnisch bedingten Schwankungen des Forderstromes δq_x(x)/δt in einem Bereich von 0 001 bis 0.3 kg.sec², liegen 4. Verfahren nach einem oder mehreren der Anspmche 1. bis 3.5, das Verfahren weiter dadurch gekennzeichnet, dass bis zu 20 Verfahrensebenen n, n+1 bestehend aus Verdampfer¬ und oder Mischungskammern, hintereinander in Serie montiert und betrieben werden und/oder

4 1 Verfahren nach einem oder mehreren der Ansprüche 1. bis 4., das Verfahren weiter dadurch gekennzeichnet, dass pro Verfahrensebene n, n+1 ... . mindestens 1 bis 10 Verdampfungs¬ kammem oder mindestens 2 bis 36 individuelle Abscheidekammen und/oder 54 Kopnden- satoren pro Verfahrensebene parallel operieren und/oder

4 2 Verfahren nach einem oder mehreren der Anspmche 1. bis 4.1. das Verfahren weiter dadurch gekennzeichnet, dass in den Verdampfungskammern alle Methoden der thermischen Verdampfung ( Lichtbogenschmelzen, Elektronenstrahlschmelzen, induktiv und/oder Aufschmelzen mit der Widerstandsmethode ) und/oder des Kathodenzerstaubens ( magnetron sputtenng ) und/oder

4.3 Verfahren nach einem oder mehreren der Anspmche 1 bis 4.2, das Verfahren weiter dadurch gekennzeichnet, dass die Aussenwandungen und PD's der Verdampfungs- und/oder Mischungs- und/oder Abscheidet vakuum)kammem einen Polarwinkel ß_^ ß_{n+ 1} etc im Bereich 0° </= ß </= 360° und/oder einen Azimutwinkel γ_n, γ_{n+ 1} etc. im Bereich 0° </= γ < = 360° miteinander einschlössen und/oder

4 4 Verfahren nach einem oder mehreren der Anspmche 1 bis 4.3, das Verfahren weiter dadurch gekennzeichnet, dass die makroskopische Hauptdampfstromrichtung Polarwinkel α mit dem Erdbeschleunigungsvektor g im Bereich 0° </= α </= 360° und/oder Azimutwinkel φ mit dem Erdbeschleunigungsvektor g im Bereich 0° </= Φ </= 360°eιnschhesst und/oder

4.5 Verfahren nach einem oder mehreren der Ansprüche 1. bis 4 4, das Verfahren weiter dadurch gekennzeichnet, dass der Sogwinkel Θ zwischen PD-Dampfausstromung und Einströmung in die nächstfolgende PD Werte im Bereich 0° </= Θ </= 360° einschhesst und/oder

4 6 Verfahren nach einem oder mehreren der Anspmche 1 bis 4 5, das Verfahren weiter dadurch gekennzeichnet, dass die mindestens eine Verdampfungs- und/oder Mischungskammer eine makroskopische Lavaldusenform und oder mindestens ein Dampfumlenkrohr besitzt und/oder

4 7 Verfahren nach einem oder mehreren der Anspmche 1. bis 4.6, das Verfahren weiter dadurch gekennzeichnet, dass die Anzahl N_p, der transmembranen Stromungskanale pro PD im Bereich 1 </= N_D </= 3000 hegt und/oder

4 8 Verfahren nach einem oder mehreren der Anspmche 1. bis 4 7. das Verfahren weiter dadurch gekennzeichnet, dass der Dampf auf mindestens einer drehenden Kondensatorscheibe / Scheibenkondensator angeschieden wird und/oder

4 9 Verfahren nach einem oder mehreren der Anspmche 1 bis 4 8, das Verfahren weiter dadurch gekennzeichnet, dass Oberflachenverhaltnis der PD vor Abscheidung und der eingesetzten Kondensatoren. A_pp,/A_κ. im Bereich von 0 001 </= A_pE)/A_κ </= 1.0 hegt und/oder

4 10 Verfahren nach einem oder mehreren der Anspmche 1. bis 4.9. das Verfahren weiter dadurch gekennzeichnet, dass die Kondensatorkuhlflussigkeit über einen rotierenden V erteiler- und/oder Kollektorteller verteilt und eingesammelt wird 5. Verfahren nach einem oder mehreren der Ansprüche 1. bis 4.10. das Verfahren weiter dadurch gekennzeichnet, dass die ( intrinsischen ) Neigungswinkel für Tiegeltürme und/od Aussenwandungen von Grossförderstrom-Verdampfungseinheiten, i.e. α'_M und α_M, mit de Normalen auf der nächstfolgenden PD im Bereich 10° </= α'_M </= 170° und/oder 10° </= α_M </= 170°. vorzugsweise im Bereich 45° </= α'_M </= 135° und/oder 45° </= α_M </= 135° liegen und/oder

5.1 Verfahren nach einem oder mehreren der Ansprüche 1. bis 5., das Verfahren weiter dadurc gekennzeichnet, dass die makroskopische Verlustziffer der Verdampfungseinheiten im Bereich 0.01 bis 20. vorzugsweise im Bereich von 0.1 bis 5 liegt und/oder

5.2 Verfahren nach einem oder mehreren der Ansprüche 1. bis 5.. das Verfahren weiter dadurc gekennzeichnet, dass die makroskopische Förderleistung Q(x) von mindestens einer der intrinsischen Massnahmen (i) bis (iv) auf den Seiten 26 bis 28 ( dieser Patentanmeldungs¬ schrift ) zur Re-Kopplung mit Pumpgeschwindikeit S und resultierendem Unterdruck ( ka mersvstem ) feingesteuert wird.

Dampfförder- und/oder Damptabscheidev erfahren nach einem oder mehreren der Ansprüche

1 bis 5 , w eiter dadurch gekennzzeichnet dass die Porenmembran Diaphragma* zur Kontrolle der operativen Forderleistungen nach mindestens einem der Herstellungs- und/oder Betriebs methoden der technischen Losungen des Abschnittes N° 1 des zw eiten Teils dieser Erfindung fabriziert und/oder ge artet und/oder eingesetzt w ird Dampfförder- und/oder Dampfabscheideverfahren nach einem oder mehreren der Ansprüche

1 bis 6 . w eiter dadurch gekennzzeichnet dass die Porenmembran Diaphragma^* zur Kontrolle der operativen Forderleistungen nach mindestens einem der Herstellungs- und/oder Betriebs¬ methoden der technischen Losungen des Abschnittes N" 2 des zweiten Teils dieser Erfindung fabriziert und/oder eingesetzt wird Dampfförder- und/oder Dampfabscheideverfahren nach einem oder mehreren der Ansprüche

1 bis 7 . weiter dadurch gekennzzeichnet dass die Porenmembran Diaphragma^* zur Kontiolle der operativen Förderleistungen nach mindestens einem der Herstellungs- und/oder Betriebs¬ methoden der technischen Losungen des Abschnittes N^c 3 des zweiten Teils dieser Erfindung fabriziert und/oder eingesetzt w ird Dampfförder- und/oder Dampfabscheideverfahren nach einem oder mehreren der Ansprüche

1 bis 8 , weiter dadurch gekennzzeichnet dass die Porenmembran Diaphragma* zur Kontrolle der operativen Förderleistungen nach mindestens einem der Herstellungs- und/oder Betriebs¬ methoden der technischen Losungen des Abschnittes N° 4 des zweiten Teils dieser Erfindung fabriziert und/oder eingesetzt wird Dampfförder- und/oder Dampfabscheideverfahren nach einem oder mehreren der Anspmche

1 bis 9 weiter dadurch gekennzzeichnet dass die Porenmembran Diaphragma* zur Kontrolle der operativen Forderleistungen nach mindestens einem der Herstellungs- und oder Betriebs¬ methoden der technischen Losungen des Abschnittes N^c 5 des zweiten Teils dieser Erfindung fabriziert und/oder eingesetzt wird Dampfförder- und/oder Dampf abscheideverfahren nach einem oder mehreren der Ansprüche

1 bis 10 . weiter dadurch gekennzzeichnet dass die Porenmembran Diaphragma zur Kontrol¬ le der operativen Förderleistungen sowie die anderen Anlagenbauteile, insbesondere diejeni¬ gen die im Direktkontakt mit der zu befordernden Dampf- undoder Gasmenge in Beruhrungs- kontakt kommen wie die Auskleidungen der Dampfreservoirs , aus mindestens einem der nachfolgenden Materialien bestehen, namlich aus ( für Matenahen-trennendes Komma lies und/oder ) hochschmelzenden Refraktarmetallen ( W, Ta. Nb etc ), ihre Legierungen. Stahlen Intermetalhcs ( eg Aluminiden ). Superlegierungen, entweder unbeschichtet und/oder als Kern mit einer ( eg PVD- und/oder CVD- ) keramischen Schicht oder einer Keramik als unbe¬ schichtetem oder ( eg PVD- und/oder CVD- ) beschichtetem Kern, aus Kern- und ( eg CVD- und/oder PVD- ) Schicht- und/oder Gradientenwerkstoffne einschhesshch Oxvden ( eg MgO ZrO CrO-,. BeO. A O SiO-,. TiO*,. Yttna etc ). Karbide ( eg W C ( eg WC. W C ). Ta ( eg Tu,C. TäC ). Si VC. B₄C. Cr^C-,. TiC. ZrC. NbC V-C. Cr-,,C₆, Cr ,: MoX. Cr,C MoC Mn*,C. Fe,C etc ). Nitriden ( eg^" BN. TiN. A1N. FeÄl. Sι-,Nι. ). Boride ( eg CrB-T TiB-,. Nι_χB ). Siliziden. Be. Graphit und/oder C-C- ( l e Kohlenstoff- ) Verbund¬ werkstoffen, kommerziellen Hartstoffen ie "Syalon ( 90% Sι-,N₄ ), gesintertem Korund ( eg 99 7% Al-,0-*, ). kommerziellen Wolframkarbiden ( 96% WC + 3%Co ), gehärtetem Cr- Stahl rostfreien Cr-Ni-Stahlen. nitrierten Fe-Al-Legierungen und/oder anderen nitπertne Stahlen und/oder rostfreien Stahlen ( s oben ), Teflon mit Stahlkern und/oder 97% reinem Zirconia ( ZrO-, ). intermetallischen W erkstofte ( TiAl. Fe-Al. Nb-Al, dichtes MoSi-, TiNi ), und/oder n Werkstoffen mit mehreren Komponenten w ie SiC N , Cu-^Ta Legierungen, ( nanokπstalhnen ) Oxvden wie oben, aber auch aus SrTiO-,. KNbO-^, TiCN, TiC-MgO-Kom- posit- erkstoffen. SiAlON und/oder Cr-Basis and/or haltigen Nb-Basis und/oder haltigen und/oder Ta-Basis und/oder haltigen Ti-Basis und/oder haltigen. Zr-Basis und/oder haltigen und/oder W-Basis Legierungen und/oder entsprechenden intermetallischen Verbindungen und oder Legierungen und/oder v erw andten Refraktarmateπalien darunter mit PVD und/oder CVD-Methoden auf die Auskleidungen und/oder Membranteile aufgedampften BN-, TiV und/oder W_χC ( eg WC, W -,C ) und/oder Ta C_% ( eg Ta-,C. TaC ) - Schichten bestehen und/oder aus Werkstoffe. dιe~hohen transmembranen T-Gfadienten und hohe T-Gradienten innerhalb transmembraner Grenzschichten ( eg zwischen Stutzmaterial und Stromungskanal oberflache ) bestehen. 1 e aus einem aus mindestens einer der oben genannten Materiahen aufgebauten Gradientenwerkstoffe bestehen Dampfförder- und/oder Dampfabscheideverfahren nach einem oder mehreren der Ansprüche 1 bis 1 1.. weiter dadurch gekennzzeichnet dass die charakteristischen Grossen der Bauteile der Porenmembran Diaphragma-¹ in den Anspmchen N° 6 bis 1 1 in einem Bereich v on 0 1 bis 500 μm liegen Dampfförder- und/oder Dampfabscheideverfahren nach einem oder mehreren der Anspmche 1 bis 12 . weiter dadurch gekennzzeichnet dass die charakteristischen Grossen der Bauteile der Porenmembran Diaphragma* in den Anspmchen N° 6 bis 1 1 in einem Bereich von 0 1 bis 600 mm liegen Dampfförder- und/oder Damptabscheidev erfahren nach einem oder mehreren der Anspmche

1 bis 13 , weiter dadurc, gekennzzeichnet dass die Kondensatoren mindestens einen maande formigen Kuhlkanal besitzen und/oder der mindestens eine Kuhlkanal nach mindestens einer der beanspruchten Technischen Losungen der Abschnitte 1 bis 5 des zweiten Teils dieser Patentanmeldung mit den dann zusammengefassten Bereichen der entsprechenden Stromung verlustziffern ζ bestehen Neuen Hochleistungslegiemngen, Funktionsmatenalien und/oder ultra-hochremen Materialie aus der Dampfphase einschhesshch PVD-Magnesium, PVD-Alumimum, PVD-Titan, PVD- Superlegierungen und PVD-Intermetalhcs ( Bleche. Stangen. Profile. Schmiedestücke. Schichten und Oberflachenfilme ). "Thermal Barπers' , VD-Matenahen der Halbleitertechno- logie einschhesshch elementarem und/oder porösem Silizium. Distallation zur ( Ruck- ) Gewinnung und Raffinade, I e zur Herstellung hochreiner Elemente wie Alkali-, Erdalkah- und Seltener Erdmetalle. Herstellung hochreiner und ultra-hoch-reiner ( elementarer oder Basis- ) Metalle ( Ubergangsmetalle wie Zr. Cr etc ) und Produkte der "Reinraumtechnik w ie Ti-Legierungen. ( Färb- ) Pigmente, Verstarkungskomponenten für Legierungen und Legierungen selbst mit ( feinstverteilten ) Karbiden, Nitriden, Bonden. Oxyden, Si ziden. Fullerenen. Magneten, optische und elektronische Produkte einsch esshch der Produkte der Mikroelektronik, Beschichtung der Verstarkungskomponenten von Kompositwerkstoffen. Oberflachenbehandlung von Werkstoffen, Rezyk erung modemer Leichtbau- und Funktions¬ matenalien und Schmierstoffe sowie wassnge Losungen über die Dampfphase zu Eis erstarrt, obei die aus der Dampfphase abgeschiedenen Produkte feste massive Formen und oder fest Pulv erformen ( eg kleingehexelt ). Halbzeuge und/oder Endkonturnahe Formen in elementa¬ rem und/oder in legiertem Zustand, im thermodynamisch metastabilem oder stabilem Zustand ob als Metall. Keramik oder als Halbleiter, annehmen oder in flussiger Form verpackt oder al gasformiger Bestandteil abgefüllt werden, alle diese Produkten. Methoden und Verfahren da durch gekennzeichnet, dass sie mit einem Dampfförder- und/oder Abscheideverfahren nach mindestens einem oder mehreren der Anspmche 1 bis 14 hergestellt und/oder verarbeitet werden

Mg- und AI-Legierungen nach PCT-Anmeldung PCT/EP95/02882 vom 19 Juli 1995, Anspmche 1. 2. 4 und 5. die Legierungen weiter dadurch gekennzeichnet dass sie nach einem Dampfförder- und/oder Dampfabscheideverfahren, welches durch mindestens einem der Anspmche 1 bis 14 dieser Patentanmeldung gekennzeichnet ist. hergestellt werden und/oder dann mit den unter Anspmch N° 12 der PCT-Anmeldung PCT/EP95/02882 vom 19 Juli 199 beanspruchten Methoden ( Strangpressen. Walzen. Schmieden etc ) weiterverarbeitet werde 17. Verfahren nach einem oder mehreren der Ansprüche 1. bis 14. und Materialien. Produkte und Methoden nach Anspmch 15. und/oder 16.. die entsprechenden Verfahren und Methoden weiter dadurch gekennzeichnet, dass die übergeordnete Globaltriebkraft für ( transmembra¬ nen ) Stofftransport zwischen Dampfquelle und Abscheideoberfläche der Sättigungsdampf¬ dmck der verdampfenden Stoffe und/oder Elemente ist.

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Eine komplette Liste wird im Prüfungsverfahren nachgereicht.

ERSATZBUTT (REGEL 26)