"入力駆動装置を有するインペラを備える遠心圧縮機であって、前記インペラは、該インペラの周辺に位置決めされて該インペラを出るガスにより駆動される衝動タービンを有し、該タービンの出力は、前記インペラの前記駆動装置に結合される遠心圧縮機。請求項1に記載の遠心圧縮機において、ギヤボックスを、前記タービンの前記出力と前記インペラの前記駆動装置との間に配置した遠心圧縮機。請求項2に記載の遠心圧縮機において、前記タービンの前記出力を、前記インペラを駆動する複式遊星ギヤボックスに結合した遠心圧縮機。請求項1~3のいずれか1項に記載の遠心圧縮機において、ステータを、前記インペラの出口と前記タービンとの間に位置決めして流出ガスの向きを変える遠心圧縮機。請求項1~4のいずれか1項に記載の遠心圧縮機に関連した駆動タービンを備える閉サイクル駆動ユニットであって、衝動タービンの排ガスは、熱交換機を通過して前記駆動タービンに供給され、該駆動タービンの排ガスは、前記遠心圧縮機の吸気口に供給され、前記駆動タービンの出力軸は、駆動装置に結合される閉サイクル駆動ユニット。オルタネータ又は発電機を駆動し、冷却塔に結合したコンデンサを有する閉サイクル蒸気タービンと、同じく前記オルタネータ又は発電機を駆動する請求項5に記載の閉サイクル駆動ユニットとを備え、前記コンデンサからの熱を熱交換機に供給して、該熱交換機を通過するガスを加熱する発電所。外部加熱式熱交換機からの蒸気により駆動される蒸気タービンを備える発電所であって、前記蒸気タービンの排気は、請求項1~4のいずれか1項に記載の遠心圧縮機の吸気口に供給され、衝動タービンの排気は、前記熱交換機を通って前記蒸気タービンに伝わり、該蒸気タービン、前記圧縮機、及び前記衝動タービンの出力軸は、ギヤボックスに結合されてオルタネータを駆動して発電させる発電所。請求項7に記載の発電所において、前記熱交換機を、ガスタービンの排気により加熱する発電所。請求項5に記載の閉サイクル駆動ユニットを有するガス液化プラントであって、前記閉サイクル駆動ユニットの作動ガスは、液化対象ガスよりも低い液化温度を有するガスであり、前記液化対象ガスを、熱交換機により冷却して液体形態にするガス液化プラント。請求項8に記載のガス液化プラントにおいて、前記作動ガスはネオンであり、前記液化対象ガスはメタンであるガス液化プラント。これらの問題から本発明が生まれた。本発明の一態様によれば、入力駆動装置driveを有するインペラを備える遠心圧縮機であって、インペラは、インペラの周辺に位置決めされてインペラを出るガスにより駆動される衝動タービンを有し、タービンの出力は、インペラの駆動装置に結合される遠心圧縮機が提供される。好適には、ステータをインペラの出口とタービンとの間に位置決めして、流出ガスexeuntgasの方向を変える。好適な実施形態では、複式遊星ギヤボックスを利用してインペラを駆動する。次に、添付図面を参照して本発明の実施形態を単なる例として説明する。図1~図3に示すように、圧縮機10は、中央ガス入口12及び接線方向出口13を有する圧縮機ハウジング11を備える。圧縮機は、複式遊星ギヤボックス50により駆動されるブレード付きインペラ20を含む。ベルハウジング30が、ギヤボックス50を圧縮機ハウジング11に接続する。これらのコンポーネントの外観図を図2に示し、図3は、カバーを取り外した斜視図で同じコンポーネントを示す。図3は、インペラ羽根の周辺がステータ40と連通し、ステータ40がさらに流出ガスを圧縮機の外部に取り付けた衝動タービン60へ向け直すことを示す。衝動タービンは、遊星ギヤボックス50に動力を供給して圧縮機インペラ20の駆動を補助する出力駆動カップリング65を有する。圧縮機10の駆動と、タービンの圧縮機との関係及び後方の遊星ギヤボックスまでの駆動に関する細部を、圧縮機10の断面図である図1と、それぞれ圧縮機駆動系及びタービン駆動系の斜視図である図4及び図5とに示す。ガスが遠心圧縮機のインペラ20を出る際に非常に高速であることが知られている。これらのガスの減速は、温度の急上昇を引き起こし、出口温度は300°Cに達する場合が多い。この熱は、通常は大気中に又は冷却器を通して奪われるので、圧縮機の全体的効率を低下させる。本発明の目的は、流出速度を利用して衝動タービン60を駆動することで、流出ガスが圧力を維持しつつ最低限の温度に保たれることを確実にして、圧縮機が圧縮機としてのその務めを果たすことができるようにすることである。タービンは、高速流出ガス中のエネルギーを抽出した後に、減速相において熱に変換される機会を得る。この目的で、ステータ40を圧縮機10の出口ボリュート25に隣接して位置決めして流出ガスの方向を変え、流出ガスは、続いて圧縮機の外部の周辺に取り付けた衝動タービン60に供給される。衝動タービン60は出力軸61を有し、出力軸61が続いて圧縮機の複式遊星ギヤボックス50につながっていることにより、タービン60が発生したエネルギーを用いて圧縮機10の駆動が支援される。タービン60のガス出口は、実際には圧縮機の出口となり、ガスは、所望の高圧及び通常よりも約60低い低作動温度で出る。熱損失を低減することにより、効率が高まる。図1に示すように、ギヤボックスは、一対の同軸的に離間した固定環状ギヤ52、53を支持するハウジングを備え、環状ギヤ52、53はそれぞれが3つの等間隔の遊星ギヤ81、82、83と噛み合い、遊星ギヤ81、82、83は中央太陽ギヤ84又は85と噛み合う。第1環状ギヤ51の遊星ギヤ81、82、83は、第1キャリア88に軸支された軸86に取り付けられ、第2環状ギヤ52の遊星ギヤ81、82、83は、第2キャリア89に軸支された軸86に取り付けられる。太陽ギヤ84は軸95に取り付けられ、軸95は、第2組の遊星ギヤ81、82、83のキャリアを駆動する。一次ギヤ51の遊星ギヤ81、82、83は、外部で駆動される中空駆動軸90により駆動される。二次ギヤ85は、遊星ギヤ81、82、83により駆動され、ベルハウジングを貫通してインペラ20を取り付けた主駆動軸96に結合される。インペラ20は、出口ボリュート25を画定する筐体内で高速で回転する。空気は、圧縮機の前方にある中央開口21から引き込まれ、インペラ20が高速で回転すると遠心圧縮されて圧縮機出口ボリュート25から排出される。出口ボリュートは、その出口高さが約2/3のサイズに減ることでさらに出力速度を高めると共に出口温度を低下させる。タービン60は、ステータ40を備える衝動タービンであり、ステータ40をインペラブレード21の先端に隣接して位置決めして、ガス流の方向を中空出力軸61に取り付けた一連のタービンブレードへ向け直す。第2遊星ギヤキャリア89は、タービン60の出力軸61により駆動されるので、出力軸は、固定環状ギヤ53を中心として3つの等間隔に位置決めした遊星ギヤ81、82、83を駆動し、遊星ギヤは、主駆動軸96に取り付けた中央太陽ギヤ85を駆動してインペラ20を駆動する。タービン60の出力軸61は、圧縮機の入力軸96と同軸上に延びると共に、環状カップリング63に結合されるよう別個に延び、環状カップリング63はさらに二次ギヤセットの遊星ギヤキャリア89を駆動する。タービンブレードは、圧縮機出口ボリュート25内にあるので、圧縮ガスは、タービンから出た後に圧縮機出口13を通って排気される。圧縮機10は、窒素ガスを圧縮して液体にするのに特に有用であり、6~10:1の圧縮比で動作する。遊星ギヤボックスは3~7:1の比を有し、出口ガス温度は通常よりも大幅に低い。二次ギヤセットの太陽ギヤ85は、タービン出力により増速駆動されることで、圧縮機の入力駆動装置96の補助を行う。遊星ギヤセットの変速比の調整性が、固定比に維持されるタービン60とインペラ20との間の正しい比を保証する。タービン60は、インペラからの減速流出ガスがタービンを駆動するようにインペラ20と比べてはるかに低速で動くよう設計される。電気、ガソリン、又はディーゼルモータであり得る圧縮機の駆動装置との間に、一次遊星ギヤセットを導入して、従来の駆動モータとの適合性を確保すると共にインペラが必要とする高速を提供することもできることが理解される。第2実施形態では、衝動タービン60に関連した圧縮機である遠心圧縮機10を2段主タービン100に結合して、図6~図10に示す駆動アセンブリユニットを画定するが、これらの図では外側筐体の大半を取り外してある。2段主タービン100は、ステータ91に隣接した第1タービンロータ90とステータ93に隣接した第2タービンロータ92とを備える。主タービンのガス出口は、カウリング94を通る。タービン100の出力軸101は、遠心圧縮機10及び衝動タービン60の中心を通って主出力軸150に至る。第1実施形態に関して説明した遊星ギヤボックス50を利用して、圧縮機軸、衝動タービン軸、及び主タービン軸からの駆動が全て主出力軸150へ供給されたことを確実にする。図6は、駆動ユニットを側面図で示し、図7は、当該ユニットの端面図である。図8は、駆動ユニット及び特に遊星ギヤボックス50を示す断面図である。図9及び図10は、それぞれ反対の端からのユニットの等角図である。主タービン100、遠心圧縮機10、及び衝動タービン60の組み合わせにより構成した駆動ユニットは、図11、図12、図13、及び図14に示す実施形態に関して説明する様々な方法で用いることができる。発電は、閉サイクル動作の蒸気タービンの使用により、又はさほど多くはないが開放サイクルガスタービンにより実行される場合が多い。これらのタービンの効率は従来低く、発電所は、熱及び二酸化炭素を冷却塔及び排気煙突を通して大気中に放出する。一実施形態において、駆動ユニットを、発電に用いる回路図である図11に示す。主タービン100は、遠心圧縮機10に直接結合されるので、タービンのガス出力が遠心圧縮機10に供給される。作動ガスは空気である。衝動又は回収タービン60は、図1~図5の実施形態で説明した遠心圧縮機のインペラベーンの周辺に隣接して取り付けられ、衝動タービン60のガス出力は、熱交換機120を通して供給される。タービンの出力軸及び圧縮機の出力軸のギヤを介した相互接続を概略的に示す。主タービン100の出力軸101並びに衝動回収タービン60及び圧縮機10の出力軸61及び11は全て、主出力軸150を駆動するようになっており、主出力軸150はさらにオルタネータ図示せずを駆動して発電させる。主タービンの出力軸101の駆動は、一連のギヤ104、105、106から、軸107を介し、別のギヤ108へ進み、ギヤ108はギヤ109と噛み合い、ギヤ109はさらにステップダウンギヤ131、132、133を駆動し、ステップダウンギヤ131、132、133はオルタネータを駆動して発電させる。遠心圧縮機10の出力軸11も、ステップダウンギヤボックスを駆動してギヤ131を介してオルタネータを駆動する。回収タービン60の出力61もギヤ109を駆動する。このように、オルタネータは、主タービン100の出力、遠心圧縮機10の出力、及び遠心圧縮機10に関連した回収タービン60の出力により駆動される。図11に示す駆動ユニットは、約310Kの温度の熱源と共に用いることができる。より詳細には、これは、閉サイクル蒸気タービンを用いる発電所と共に用いるよう設計される。熱源は、コンデンサの後且つ発電所の冷却塔の前で得られる。この実施形態では、蒸気タービンのコンデンサ図示せずの出力を熱交換機120に供給して、熱交換機が310Kの温度で動作することを確実にする。熱交換機120は、310Kの温度で動作し、熱交換機からのガス出力は、その温度にて圧力7.1barでタービン100を通して供給される。主タービン100は8,000rpmで動作する。タービン100のガス出力は、続いて圧力1bar及び温度180Kで遠心圧縮機10に供給される。熱交換機120に戻される回収タービン60の後の圧縮機10のガス出力は、圧力7.1bar及び温度248Kである。圧縮機の機械的出力は、20,000rpmで回転する高速軸61であり、減速ギヤボックス130は、駆動装置150及びその先のオルタネータへとその速度を低下させ、オルタネータは3,000rpmに設定される。図11を参照して上述したシステムは、蒸気タービンコンデンサからの熱を用いて圧縮機10に関連した回収タービン60の流出ガスを加熱する。上述のシステムは、普通であれば発電所冷却塔で単に失われてしまうタービンのコンデンサから出る熱を、単純に動力とする。図12に示す別の実施形態では、蒸気タービン100を用いた発電に同じシステムを用いることもできる。このユニットは、蒸気タービン閉サイクルにおけるコンデンサ及び供給ポンプの従来の使用に事実上取って代わる。この実施形態では、熱交換機120は、外部燃料補給ボイラの形態である。サイクルは、1bar及び400Kの蒸気から開始する。蒸気は、この時点で2730kJ/kgのエンタルピーを有する。蒸気は続いて、十分に1段遠心圧縮機の能力の範囲内である約6の圧力比で圧縮される。このステップは圧力を7.1barに上昇させ、その温度は通常は633Kとなり、エンタルピーは3185kJ/kgである。圧縮機インペラを出る高速ガスからエネルギーを回収することにより、圧縮機が必要とする入力エネルギーの60を取り戻すことができる。これにより、エンタルピーが2885kJ/kg、温度が491Kに低減する。回収タービン60は、圧縮エンタルピーを60低減するので、エンタルピー上昇はこのとき182.12kJ/kgであり、273.18kJ/kgの差となる。熱交換機120において、蒸気温度は633Kに上昇して主タービン100を通して膨張することができ、主タービン100は、温度を再圧縮に備えた400Kに再度低下させる。主タービン100のエネルギー出力は、回収タービン60なしで圧縮機が必要とする本来のエネルギーと同じであるので、ユニット出力は、回収タービン60が回収するものと等しい。実際には、15~20程度が効率損失で失われ、最終出力は218.5kJ/kgとなる。図12の蒸気タービンサイクルは、ガスタービンに関連して用いることもできる。この場合、ボイラをガスタービンの排気に置き換えて熱交換機120を加熱する。同じ圧縮及び回収システムを用いた多段圧縮は、温度及び圧力をはるかに高い出力に上昇させることができるので、蒸気タービンにとって通常の圧力及び温度に達する。蒸気タービンの最新技術では、92以上もの高さの効率を得ることができるので、全体としての結果は80もの高さになり得る。同じ原理で、熱交換機又はコンデンサを通した蒸気の潜熱からのエネルギーを用いる代わりに、凝縮ガスの潜熱を熱交換機で用いて、上述の種類のタービン/圧縮機ユニットで発電させることができる。窒素及びネオンの両方を作動ガスとして用いる概略サイクルを図13及び図14に示す。これらのユニットは、液体ガスの生産及び空気をそのガス状成分に分離する空気分離ユニットで特に有用である。両方の業界において、ガスの液化は重要な要素integerである。図13及び図14に示すように、駆動ユニットはガスの液化に用いることができる。図13及び図14に示す例では、液化対象ガスはメタンであり、液化プロセスは2つのサイクルで実行され、その両方が発電に用いることができる機械的出力を提供する。第1サイクルでは、作動ガスは水素であり、サイクルの概略図を図13に示す。メタンは、大気温度、すなわち300Kで熱交換機120に供給される。熱交換機を通過中の窒素は、回収タービン60から出た後に圧力7.1bar及び温度134Kで熱交換機に入る。メタンガスは、窒素の温度を176Kに加熱し、その時点で、続いて主タービン100を駆動するよう供給される。熱交換機は、メタンガスを300Kから114Kに冷却させる。114Kのメタンガスは、続いて図14に示すサイクルの第2部へ供給される。このサイクルでは、作動ガスはネオンであり、これははるかに低い液化温度を有する。このサイクルでは、回収タービン60からの排気は7.1bar及び温度77Kであり、熱交換機120から出てタービンに入る温度は114Kであり、これはメタンガスが111Kに低下して液体に変わることを意味する。したがって、メタンガスから抽出された熱は、閉サイクルアセンブリを駆動し、各サイクルでオルタネータにおいて発電させ、最終的にはメタンガスを液化させる。メタンガスの液化は、より低い温度の液化ガスであるネオンを作動ガスとして用いる単一サイクルで行うこともできることが理解される。このシステムを用いて他のガスを液化できることも理解される。図13に示す第1サイクルでは、熱交換機120は熱交換機として動作するが、第2サイクルでは、熱交換機は事実上コンデンサとなってメタンガスを液体メタンに凝縮する。ユニットの効率は、メタン等のガスを液化すると同時に副産物として発電する機構を提供する。乾燥空気を作動媒体として用いる廃熱サイクル図11よりも温度差がはるかに大きいので、窒素で作動する顕熱抽出用のものと、ネオンを用いて潜熱を抽出するものとの、2つの独立したサイクルを用いて液化を行うのが最善である。液化は、ネオンを用いた1つのユニットを用いて行うことができるが、実際には窒素の方がネオンよりも適した作動ガスであるのに加えてネオンよりもはるかに容易に入手可能である。しかしながら、ネオンは窒素よりもはるかに低い温度になる。ユニットの出力は、回収タービンの出力-効率損失又は約45kJ/kg×0.8=36である。ユニットの出力は、回収タービンの出力-効率損失又は約38kJ/kg×0.8=30.4kJ/kgである。この図は、一定出力としてkW/kgで見積もることができ、例えば、ユニットが10kg/秒を用いる場合、一定出力は10×30.4又は304kWとなる。以下の特許請求の範囲及び本発明の上記説明において、明示的な文言又は必然的な黙示により文脈上他の意味に解すべき場合を除き、用語comprise備える又はcomprises若しくはcomprising等の変形は、包括的意味で、すなわち記載された特徴の存在を明記するために用いられるのであり、本発明の種々の実施形態におけるさらに他の特徴の存在又は付加を除外するために用いられるのではない。"