DK166105B - Fremgangsmaade til adskillelse af blandinger indeholdende oxygen og argon ved kryogen destillation - Google Patents

Fremgangsmaade til adskillelse af blandinger indeholdende oxygen og argon ved kryogen destillation Download PDF

Info

Publication number
DK166105B
DK166105B DK693788A DK693788A DK166105B DK 166105 B DK166105 B DK 166105B DK 693788 A DK693788 A DK 693788A DK 693788 A DK693788 A DK 693788A DK 166105 B DK166105 B DK 166105B
Authority
DK
Denmark
Prior art keywords
argon
column
oxygen
data
distillation
Prior art date
Application number
DK693788A
Other languages
English (en)
Other versions
DK166105C (da
DK693788A (da
DK693788D0 (da
Inventor
Douglas Leslie Bennett
Keith Alan Ludwig
George Shaun Witmer
Charles Mitchell Woods
Original Assignee
Air Prod & Chem
Priority date (The priority date is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the date listed.)
Filing date
Publication date
Family has litigation
First worldwide family litigation filed litigation Critical https://patents.darts-ip.com/?family=22454484&utm_source=google_patent&utm_medium=platform_link&utm_campaign=public_patent_search&patent=DK166105(B) "Global patent litigation dataset” by Darts-ip is licensed under a Creative Commons Attribution 4.0 International License.
Application filed by Air Prod & Chem filed Critical Air Prod & Chem
Publication of DK693788D0 publication Critical patent/DK693788D0/da
Publication of DK693788A publication Critical patent/DK693788A/da
Publication of DK166105B publication Critical patent/DK166105B/da
Application granted granted Critical
Publication of DK166105C publication Critical patent/DK166105C/da

Links

Classifications

    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B01—PHYSICAL OR CHEMICAL PROCESSES OR APPARATUS IN GENERAL
    • B01D—SEPARATION
    • B01D3/00—Distillation or related exchange processes in which liquids are contacted with gaseous media, e.g. stripping
    • B01D3/14—Fractional distillation or use of a fractionation or rectification column
    • B01D3/32—Other features of fractionating columns ; Constructional details of fractionating columns not provided for in groups B01D3/16 - B01D3/30
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F25—REFRIGERATION OR COOLING; COMBINED HEATING AND REFRIGERATION SYSTEMS; HEAT PUMP SYSTEMS; MANUFACTURE OR STORAGE OF ICE; LIQUEFACTION SOLIDIFICATION OF GASES
    • F25J—LIQUEFACTION, SOLIDIFICATION OR SEPARATION OF GASES OR GASEOUS OR LIQUEFIED GASEOUS MIXTURES BY PRESSURE AND COLD TREATMENT OR BY BRINGING THEM INTO THE SUPERCRITICAL STATE
    • F25J3/00—Processes or apparatus for separating the constituents of gaseous or liquefied gaseous mixtures involving the use of liquefaction or solidification
    • F25J3/02—Processes or apparatus for separating the constituents of gaseous or liquefied gaseous mixtures involving the use of liquefaction or solidification by rectification, i.e. by continuous interchange of heat and material between a vapour stream and a liquid stream
    • F25J3/04—Processes or apparatus for separating the constituents of gaseous or liquefied gaseous mixtures involving the use of liquefaction or solidification by rectification, i.e. by continuous interchange of heat and material between a vapour stream and a liquid stream for air
    • F25J3/04763—Start-up or control of the process; Details of the apparatus used
    • F25J3/04866—Construction and layout of air fractionation equipments, e.g. valves, machines
    • F25J3/04896—Details of columns, e.g. internals, inlet/outlet devices
    • F25J3/04915—Combinations of different material exchange elements, e.g. within different columns
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B01—PHYSICAL OR CHEMICAL PROCESSES OR APPARATUS IN GENERAL
    • B01D—SEPARATION
    • B01D53/00—Separation of gases or vapours; Recovering vapours of volatile solvents from gases; Chemical or biological purification of waste gases, e.g. engine exhaust gases, smoke, fumes, flue gases, aerosols
    • B01D53/14—Separation of gases or vapours; Recovering vapours of volatile solvents from gases; Chemical or biological purification of waste gases, e.g. engine exhaust gases, smoke, fumes, flue gases, aerosols by absorption
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F25—REFRIGERATION OR COOLING; COMBINED HEATING AND REFRIGERATION SYSTEMS; HEAT PUMP SYSTEMS; MANUFACTURE OR STORAGE OF ICE; LIQUEFACTION SOLIDIFICATION OF GASES
    • F25J—LIQUEFACTION, SOLIDIFICATION OR SEPARATION OF GASES OR GASEOUS OR LIQUEFIED GASEOUS MIXTURES BY PRESSURE AND COLD TREATMENT OR BY BRINGING THEM INTO THE SUPERCRITICAL STATE
    • F25J3/00—Processes or apparatus for separating the constituents of gaseous or liquefied gaseous mixtures involving the use of liquefaction or solidification
    • F25J3/02—Processes or apparatus for separating the constituents of gaseous or liquefied gaseous mixtures involving the use of liquefaction or solidification by rectification, i.e. by continuous interchange of heat and material between a vapour stream and a liquid stream
    • F25J3/04—Processes or apparatus for separating the constituents of gaseous or liquefied gaseous mixtures involving the use of liquefaction or solidification by rectification, i.e. by continuous interchange of heat and material between a vapour stream and a liquid stream for air
    • F25J3/04406—Processes or apparatus for separating the constituents of gaseous or liquefied gaseous mixtures involving the use of liquefaction or solidification by rectification, i.e. by continuous interchange of heat and material between a vapour stream and a liquid stream for air using a dual pressure main column system
    • F25J3/04412—Processes or apparatus for separating the constituents of gaseous or liquefied gaseous mixtures involving the use of liquefaction or solidification by rectification, i.e. by continuous interchange of heat and material between a vapour stream and a liquid stream for air using a dual pressure main column system in a classical double column flowsheet, i.e. with thermal coupling by a main reboiler-condenser in the bottom of low pressure respectively top of high pressure column
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F25—REFRIGERATION OR COOLING; COMBINED HEATING AND REFRIGERATION SYSTEMS; HEAT PUMP SYSTEMS; MANUFACTURE OR STORAGE OF ICE; LIQUEFACTION SOLIDIFICATION OF GASES
    • F25J—LIQUEFACTION, SOLIDIFICATION OR SEPARATION OF GASES OR GASEOUS OR LIQUEFIED GASEOUS MIXTURES BY PRESSURE AND COLD TREATMENT OR BY BRINGING THEM INTO THE SUPERCRITICAL STATE
    • F25J3/00—Processes or apparatus for separating the constituents of gaseous or liquefied gaseous mixtures involving the use of liquefaction or solidification
    • F25J3/02—Processes or apparatus for separating the constituents of gaseous or liquefied gaseous mixtures involving the use of liquefaction or solidification by rectification, i.e. by continuous interchange of heat and material between a vapour stream and a liquid stream
    • F25J3/04—Processes or apparatus for separating the constituents of gaseous or liquefied gaseous mixtures involving the use of liquefaction or solidification by rectification, i.e. by continuous interchange of heat and material between a vapour stream and a liquid stream for air
    • F25J3/04642—Recovering noble gases from air
    • F25J3/04648—Recovering noble gases from air argon
    • F25J3/04654—Producing crude argon in a crude argon column
    • F25J3/04666—Producing crude argon in a crude argon column as a parallel working rectification column of the low pressure column in a dual pressure main column system
    • F25J3/04672—Producing crude argon in a crude argon column as a parallel working rectification column of the low pressure column in a dual pressure main column system having a top condenser
    • F25J3/04678—Producing crude argon in a crude argon column as a parallel working rectification column of the low pressure column in a dual pressure main column system having a top condenser cooled by oxygen enriched liquid from high pressure column bottoms
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F25—REFRIGERATION OR COOLING; COMBINED HEATING AND REFRIGERATION SYSTEMS; HEAT PUMP SYSTEMS; MANUFACTURE OR STORAGE OF ICE; LIQUEFACTION SOLIDIFICATION OF GASES
    • F25J—LIQUEFACTION, SOLIDIFICATION OR SEPARATION OF GASES OR GASEOUS OR LIQUEFIED GASEOUS MIXTURES BY PRESSURE AND COLD TREATMENT OR BY BRINGING THEM INTO THE SUPERCRITICAL STATE
    • F25J3/00—Processes or apparatus for separating the constituents of gaseous or liquefied gaseous mixtures involving the use of liquefaction or solidification
    • F25J3/02—Processes or apparatus for separating the constituents of gaseous or liquefied gaseous mixtures involving the use of liquefaction or solidification by rectification, i.e. by continuous interchange of heat and material between a vapour stream and a liquid stream
    • F25J3/04—Processes or apparatus for separating the constituents of gaseous or liquefied gaseous mixtures involving the use of liquefaction or solidification by rectification, i.e. by continuous interchange of heat and material between a vapour stream and a liquid stream for air
    • F25J3/04763—Start-up or control of the process; Details of the apparatus used
    • F25J3/04866—Construction and layout of air fractionation equipments, e.g. valves, machines
    • F25J3/04896—Details of columns, e.g. internals, inlet/outlet devices
    • F25J3/04909—Structured packings
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B01—PHYSICAL OR CHEMICAL PROCESSES OR APPARATUS IN GENERAL
    • B01J—CHEMICAL OR PHYSICAL PROCESSES, e.g. CATALYSIS OR COLLOID CHEMISTRY; THEIR RELEVANT APPARATUS
    • B01J2219/00—Chemical, physical or physico-chemical processes in general; Their relevant apparatus
    • B01J2219/32—Details relating to packing elements in the form of grids or built-up elements for forming a unit of module inside the apparatus for mass or heat transfer
    • B01J2219/326—Mathematical modelling
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F25—REFRIGERATION OR COOLING; COMBINED HEATING AND REFRIGERATION SYSTEMS; HEAT PUMP SYSTEMS; MANUFACTURE OR STORAGE OF ICE; LIQUEFACTION SOLIDIFICATION OF GASES
    • F25J—LIQUEFACTION, SOLIDIFICATION OR SEPARATION OF GASES OR GASEOUS OR LIQUEFIED GASEOUS MIXTURES BY PRESSURE AND COLD TREATMENT OR BY BRINGING THEM INTO THE SUPERCRITICAL STATE
    • F25J2290/00—Other details not covered by groups F25J2200/00 - F25J2280/00
    • F25J2290/10—Mathematical formulae, modeling, plot or curves; Design methods
    • Y—GENERAL TAGGING OF NEW TECHNOLOGICAL DEVELOPMENTS; GENERAL TAGGING OF CROSS-SECTIONAL TECHNOLOGIES SPANNING OVER SEVERAL SECTIONS OF THE IPC; TECHNICAL SUBJECTS COVERED BY FORMER USPC CROSS-REFERENCE ART COLLECTIONS [XRACs] AND DIGESTS
    • Y10—TECHNICAL SUBJECTS COVERED BY FORMER USPC
    • Y10S—TECHNICAL SUBJECTS COVERED BY FORMER USPC CROSS-REFERENCE ART COLLECTIONS [XRACs] AND DIGESTS
    • Y10S62/00—Refrigeration
    • Y10S62/902—Apparatus
    • Y10S62/905—Column
    • Y10S62/906—Packing
    • Y—GENERAL TAGGING OF NEW TECHNOLOGICAL DEVELOPMENTS; GENERAL TAGGING OF CROSS-SECTIONAL TECHNOLOGIES SPANNING OVER SEVERAL SECTIONS OF THE IPC; TECHNICAL SUBJECTS COVERED BY FORMER USPC CROSS-REFERENCE ART COLLECTIONS [XRACs] AND DIGESTS
    • Y10—TECHNICAL SUBJECTS COVERED BY FORMER USPC
    • Y10S—TECHNICAL SUBJECTS COVERED BY FORMER USPC CROSS-REFERENCE ART COLLECTIONS [XRACs] AND DIGESTS
    • Y10S62/00—Refrigeration
    • Y10S62/923—Inert gas
    • Y10S62/924—Argon

Landscapes

  • Engineering & Computer Science (AREA)
  • Physics & Mathematics (AREA)
  • Mechanical Engineering (AREA)
  • Thermal Sciences (AREA)
  • General Engineering & Computer Science (AREA)
  • Chemical & Material Sciences (AREA)
  • Chemical Kinetics & Catalysis (AREA)
  • Analytical Chemistry (AREA)
  • General Chemical & Material Sciences (AREA)
  • Oil, Petroleum & Natural Gas (AREA)
  • Separation By Low-Temperature Treatments (AREA)
  • Separation Using Semi-Permeable Membranes (AREA)

Description

DK 166105B
Opfindelsen angår en proces til adskillelse af blandinger, der omfatter oxygen og argon ved kryogen destillation, hvori en væskefasestrøm indeholdende oxygen og argon, og en dampfasestrøm indeholdende oxygen 5 og argon i et. destillationskolonnesystem, der har mindst en kolonne, bringes i intim kontakt i mindst ét område af destillationskolonnesystemet, hvor argonkoncentrationen er i området fra 0,6 til 75 vol% og derved muliggør masseoverføring, som beriger væskefasestrømmen 10 med oxygen og fjerner oxygen fra dampfasestrømmen.
Der kendes adskillige processer til adskillelse af luft i dets bestanddele ved hjælp af kryogen destillation, blandt hvilke amerikansk patent nr. 3 729 943, 4 533 375, 4 578 095, 4 604 116, 4 605 427 og 4 670 031 15 er repræsentative.
Desuden kendes eksempler på strukturerede eller ordnede fyldninger i teknikken, af hvilke amerikansk patentskrift nr. 4 128 684, 4 186 159, 4 296 050, 4 455 339, 4 497 751, 4 497 752 og 4 497 753 er repræsentati-20 ve.
Opfindelsen angår en forbedring af en proces til adskillelse af blandinger, der består af oxygen, nitrogen og argon (f.eks. luft) ved kryogen destillation. Opfindelsen er følgelig ejendommelig ved, at den in-25 time kontakt mellem væske- og dampfasestrømmene i nævnte område opnås under anvendelse af en struktureret fyldning, og at den densimetriske gashastighed i nævnte område er mindst 1,8 cm pr. sekund.
Destillationskolonnesystemet, som anvendes i den 30 foreliggende opfindelse omfatter fortrinsvis en højtrykskolonne, en lavtrykskolonne og en argonkolonne, hvor ovennævnte område er i lavtrykskolonnen.
Ved en foretrukken proces ifølge den foreliggende opfindelse anvendes til alle områder strukturet 35 fyldning og områderne drives ved den ovenfor nævnte densimetriske overfladegashastighed.
2
DK 166105B
Processen ifølge opfindelsen er også anvendelig til adskillelse af blandinger, der 'ikke indeholder nitrogen.
Opfindelsen forklares i det følgende nærmere un-5 der henvisning til tegningen, på hvilken fig. 1 viser et skematisk diagram for en typisk tre-kolonne-luftadskillelsesproces, der giver argon- og oxygenprodukter, fig. 2 en grafisk afbildning af den målte samle-10 de gasfasemasseoverføringskoefficient som funktion af den ved det gensidige forhold forudsagte værdi, og fig. 3 en grafisk afbildning af højdeækvivalenten for en teoretisk plade som funktion af den densime-triske overfladegashastighed for oxygen/argon-adskil-15 lelser.
Opfindelsen angår en forbedring som hovedsagelig omfatter anvendelsen af en struktureret fyldning i stedet for destillationsbakker i i det mindste de områder af destillationskolonnesystemet, hvor argonindholdet 20 vil ligge i området fra ca. 0,6 til ca. 75 vol.%, og hvor den densimetriske overfladegashastighed er i det mindste 1,83 cm/sek.
F.eks. udføres den kryogene adskillelse af luft til fremstilling af nitrogen-, oxygen- og argonproduk-25 ter almindeligvis i et tre-kolonnet destillationssystem. Disse tre kolonner kaldes højtrykskolonnen, lavtrykskolonnen og argonkolonnen. Eksempler på luftseparationsprocesser, der adskiller argon og oxygen og giver begge dele som produkter, er vist i amerikansk pa-30 tentskrift nr. 3 729 943, 4 533 375, 4 578 095, 4 604 116, 4 605 427 og 4 670 031, hvis beskrivelser ved henvisning er indeholdt heri. Et strømningsdiagram for en typisk luftseparationsproces, der giver oxygen- og argonprodukter, er vist i fig. l.
35 I fig. i føres komprimeret luft, der er afkølet til kølevandstemperatur, og som har fået fjernet enhver 3
DK 166105B
urenhed, der kunne fryse ved kryogen temperatur, f.eks. vand eller carbondioxid, over en ledning 10 til en varmeveksler 12, hvori den køles til strømmens dugpunkt. Den kølede, komprimerede, for urenheder frie 5 luft, der nu findes i en ledning 14 opdeles derpå i to dele. Den første del føres over en ledning 16 til et lavere sted i højstrykskolonnen 18. Den anden del i en ledning 20 opdeles yderligere i to dele. Den første del føres til en argonproduktfordamper 94 over en 10 ledning 21, og den anden del føres til og kondenseres i en produktfordamper 22 for at give kogning af flydende oxygen i samlebrønden, der omgiver produktfordam-peren 22, og fjernes fra produktfordamperen 22 over en ledning 24. Den kondenserede væske i linien 24 15 adskilles derefter i to dele, hvor den første del føres som fødning til et mellempunkt på højtrykskolonnen 18 over en ledning 26 og den anden del i en ledning 28, der underkøles i en varmeveksler 30, flashfordampes i en J-T-veltil 32 og føres til et mellempunkt på lav-20 trykskolonnen 36 over en ledning 34.
Topfraktionen fjernes fra højtrykssøjlen 18 over en ledning 40 og deles derpå i to dele. Den første del opvarmes i hovedvarmeveksleren 12 for at genvinde kølingen og fjernes derpå som højtryksnitrogen-25 produkt over en ledning 44. Den anden del føres en over en ledning 46 til en genkoger/kondensator 48 placeret i bunden af lavtrykskolonnen 36, hvori den kondenseres og fjernes over en ledning 50. Denne kondenserede rene nitrogenstrøm opdeles derpå i tre dele.
30 Den første del føres via en ledning 52 til toppen af højtrykskolonnen 18 for at give tilbageløb til højtrykskolonnen 18. Den anden del fjernes som et flydende nitrogenprodukt over en ledning 54, og den tredie del, der fjernes via en ledning 56, underafkøles i 35 varmeveksleren 30, flashfordampes i J-T-ventilen 58 og føres til toppen af lavtrykskolonnen 36 over en 4
DK 166105B
ledning 60 for at give en ren nitrogentilbagestrøm-ning til lavtrykskolonnen 36's tophættedel.
Oxygenberiget bundvæske fra højtrykskolonnen 18 fjernes via en ledning 62. Denne strøm kombineres med 5 en strøm 100, en kondenseret luftstrøm fra en argon-produktfordamper 94, til dannelse af en sammensat oxygenberiget væskestrøm 64. Denne sammensatte væskestrøm underafkøles i varmeveksleren 30 og opdeles derpå i to understrømme. Den første understrøm, ledningen 66, 10 flashfordampes i J-T-ventilen 68 og føres til et øvre mellempunkt på lavtrykskolonnen 36. Den anden understrøm, ledningen 70, flashfordampes i en J-T-ventil 71 og føres til sumpen, der omgiver den ved toppen af argonsøjlen 72 placerede kondensator 86 for at til-15 vejebringe køling af kondensatoren 86. En gasformig topfraktion fjernes fra toppen af sumpen over en ledning 74 og sammensættes med væsken, der fjernes fra sumpen over en ledning 76, til dannelse af en sammensat strøm 78. Denne sammensatte strøm 78 føres derpå 20 til en mellempunkt på lavtrykskolonnen 36.
En sidestrøm fjernes fra et nedre mellempunkt på lavtrykssøjlen 46 over en ledning 80 og føres til en lavere del af argonsøjlen 72. Bundvæsken fra argonsøjlen 72 føres tilbage til lavtrykskolonnen 36 på 25 samme sted som sidestrømmen 80 udgår for at tilvejebringe et mellemkolonnetilbageløb. Argon fjernes fra toppen af argonkolonnen 72 over en ledning 84, kondenseres i kondensatoren 86 og deles i to dele. Den første del føres tilbage til toppen af argonkolonnen 30 72 over en ledning 90 for at give tilbageløb til argonkolonnen 72. Den anden del fjernes og føres over en ledning 92 til argonproduktfordamperen 94. Et argongasprodukt fjernes fra produktfordamperen 94 over en ledning 96, og et argonvæskeprodukt fjernes fra pro-35 duktfordamperen 94 over en ledning 98.
En bundvæskestrøm fjernes fra lavtrykskolonnen 36 (bundsumpen, der omgiver genkoger/kondensatoren 48) 5
DK 166105B
og føres til sumpen, der omgiver produktfordamperen 22, over en ledning 102. Gasformigt oxygenprodukt fjernes fra toppen af sumpen, der omgiver produktfordamperen 22, over en ledning 106, opvarmes for at 5 genvinde kølingen i hovedfordamperen 12 og fjernes som gasformigt oxygenprodukt over en ledning 108. Et væskeformet oxygenprodukt fjernes fra den nedre del af sumpen, der omgiver produktfordamperen 22, som flydende oxygenprodukt over en ledning 104.
10 En væskesidestrøm fjernes over en ledning 110 fra et mellempunkt på højtrykskolonnen 18. Denne urene væskesidestrøm underafkøles i varmeveksleren 30, reduceres i tryk og føres som tilbageløb til en øvre del af lavtrykskolonnen 36 via en ledning 112. Desuden 15 fjernes en gasformig sidestrøm over en ledning 114 fra et lignende punkt på højtrykskolonnen 18. Denne sidestrøm opvarmes i hovedvarmeveksleren 12 for at genvinde kølingen og virker ekspanderet i ekspanderen 116 til at genvinde kølingen. Denne ekspanderede strøm 20 findes nu i strømmen 118.
En gasformig sidestrøm fjernes over en ledning 120 fra et øvre punkt på lavtrykskolonnen 36 og opdeles i to dele. Den første del i ledningen 122 opvarmes i varmeveksleren 12 for at genvinde kølingen, 25 anvendes som reaktiveringsgas og fjernes fra processen over en ledning 124. Reaktiveringsgas er nødvendig for at reaktivere en molekylesiadsorptionsenhed, der anvendes til at fjerne vand og kuldioxid fra komprimeret fø-deluft. Hvis reaktiveringsgas er unødvendig, vil strøm-30 men 124 afledes til atmosfæren som spild. Den anden del af sidestrømmen, ledning 126, opvarmes i varmeveksleren 30 for at genvinde kølingen og kombineres med den ekspanderede strøm 118 til dannelse af en sammensat strøm 130. Denne sammensatte strøm 130 op-35 varmes derpå i varmeveksleren 12 for at genvinde enhver restkøling og bortledes som spild over en ledning 132.
6
DK 166105B
Endelig fjernes en topfraktion fra lavtrykskolonnen 36 over en ledning 134 og opvarmes i varmeveksleren 30 til genvinding af kølingen. Denne opvarmede topfraktion, nu i ledning 136, opvarmes yderlige-5 re i varmeveksleren 12 for at genvinde enhver restkøling og fjernes som lavtryksnitrogenprodukt over en ledning 138.
Destillationskolonnerne i ovennævnte proces anvender kolonner med destillationabakker. Omend afhæn-10 gigt af den valgte cyklus, produktfabrikaterne og de relative energi- og kapitalpriser er det typiske teoretiske bakkeantal for højtrykskolonnen, lavtrykskolonnen og argonkolonnen henholdsvis 50, 70 og 40. Typisk er der anvendt specielt udformede destillationsbakker i 15 kolonnerne for at bevirke adskillelsen. Destillationsbakkerne er almindeligvis udformet med bakkeafstande strækkende sig fra 10 til 20 cm. Til store anlæg anvendes almindeligvis sibakker. Hularealet er typisk 5 til 15% af bakkedækket. I bestræbelse på at maksimere ydel-20 sen for et givet trykfald er udformninger, der tillader flere dæmninger på hver bakke, almindelige. Reduktionen i væskeindhold som følge af tilstedeværelsen af flere dæmninger resulterer i tab af punkteffektivitet.
En optimeret udformning vil typisk give et trykfald pr.
25 teoretisk separationstrin på fra 3,75 til 7,5 cm væskesøjle pr. teoretisk separationstrin.
En yderligere reduktion af trykfaldet pr. teoretisk trin kunne sænke fødeluftkompressorens påkrævede udgangstryk. Denne virkning er ikke blot vigtig i høj-30 trykskolonnen, men især vigtig i lavtrykskolonnen. Dette hidrører fra, at en forholdsvis beskeden reduktion af bobbelpunktet for genkogningsstrømmen vil resultere i en væsentlig reduktion af det påkrævede tryk ved toppen af højtrykskolonnen.
35 Et destillationsapparat, der vil tillade separa tion ved et trykfald pr. teoretisk trin væsentligt un- 7
DK 166105B
der det, der kan opnås med destillationsbakker, vil have væsentlig værdi til kryogen adskillelse af luft.
I den kryogeniske industri er en fremgangsmåde til at reducere trykfaldet pr. teoretisk bund at øge 5 den åbne arealdel på destillationsbakken. Hvis den åbne arealandel øges udover 0,20, og overfladehastigheden holdes tilstrækkelig lav til at hindre bakkeoversvøm-melse ved rimelige bakkeafstande, vil der optræde en væsentlig svedning. Dette resulterer i en betydelig 10 forringelse af kolonnens ydeevne.
Løsningen ifølge opfindelsen er anvendelsen af strukturerede eller ordnede fyldninger. Ved betegnelsen struktureret eller ordnet fyldning menes en fyldning, der vil fremme væske- og/eller dampblanding i en ret-15 ning vinkelret på den primære strømningsretning. Eksempler på ordnede eller strukturerede fyldninger er omhandlet i amerikansk patent nr. 4 128 684, 4 186 159, 4 296 050, 4 455 339, 4 497 751, 4 497 752 og 4 497 753, hvis beskrivelser ved henvisning er indføjet heri.
20 Disse patenter omhandler specifikke eksempler på strukturerede (ordnede) fyldninger, men de frembyder ingen udtømmende eksempelliste. Det skal bemærkes, at det ikke er opfindelsens hensigt at fremhæve en type struktureret fyldning fremfor en anden. Alle typer af struktu-25 rerede fyldninger antages at være anvendelige ifølge opfindelsen. Det skal påpeges, at disse fyldningselementers egenskaber er rimeligt velkendte til hydrocarbon separationer, men at der ikke findes forslag om denne brug indenfor den kryogene luftseparationsteknik.
30 Eftersom der ikke er nogen kendte data til rå dighed for kommercielle fyldninger til kryogen separation af luft, kræver vurderingen af anvendelsen af tilfældige eller ordnede fyldninger ved den kryogene destillation af luft anvendelse af mekanistiske modeller 35 til bestemmelse af masseoverføringskarakteristikkerne. Eksempler på sådanne mekanistiske korrellationer kan
DK 166105 B
8 findes i mange tekster, f.eks. R. E. Treybal, Mass Transfer Operation, kapitel 3.
Udviklingen af en sådan korrellation kræver eksperimentelle data for at tillade regression af de 5 påkrævede konstanter. Ifølge den almindelige tilnærmelse givet i Treybal-referencen, er en korrellation for, hvorledes en ordnet fyldningsmasseoverføring opfører sig, givet ved: 10 X1 Yl- shg = .lReg scg x2 Y2
Shx = c*2Rel Scl hvor V j 15 Sh = Sh =fAi 9 Di
Re = i£s!k· Rei M
9 “g "1 sc “ J!sL' Sci = _ϋί- 9 P D 1 P,D, 2o 'gs 1 1 hvor:
Re = Reynolds tal: dimensionsløst Sc = Schmidt-tallet: dimensionsløst Sh = Sherwood-tallet: dimensionsløst 25 d^ = karakteristisk dimension for strømning: cm D = diffusivitet; cm3/sek.
k = masseoverføringskoefficient: g-mol/(sek.)(cm3) (Δ kons.) v = overfladehastighed: cm/sek 30 r = massestrømningshastighed pr. breddeenhed: g-masse/ (cm)(sek.) μ = viskositet: g-masse/(cm)(sek.) p = densitet: g-masse/cm3 indeks g = dampfase 35 indeks 1 = væskefase t
DK 166105 B
9 og dj,, a2, x^, x2/ Yi og Y2 er konstanter og fås ved nummerisk regression af rådata for et specielt system.
Værdier for kj og k2 substitueres i et mellemudtryk for den samlede gasfase-masseoverføringskoeffi-5 cient: 1 1 m
*y " *V
hvor: 10 G = molær overfladedampstrøm: g-mol/(cm2)(sek.)
Ky = total dampfaseoverføringskoefficient: g-mol/(sek.)(cm2) (molbrøk) ky = kg(Pg/Mg): g-mol/(sek.)(cm2)(molbrøk) kx = k1(p1/M1): g-mol/(cm2) (sek.)(molbrøk) 15 L = molær overfladevæskestrøm: g-mol/(cm2) (sek.) m = ækvilibriumliniens hældning: dimensionsløs M = molekylevægt: g-masse/g-mol.
Disse udtryk anvendes til beregning af højden af den samlede gasoverføringsenhed: Ht0G, hvor 20 H - -G-· tOG ~ Kya hvor
HfOG = højden af den samlede gasoverføringsenhed: cm 25 a = et fast fyldningslejes specifikke areal: ((cm2/ (cm3) og endelig kan højden af fyldning, der kræves for at opnå et teoretisk separationstrin, beregnes: HETP = Ht0G 1η(λ)/(λ-1) 30 hvor: HETP = højden af en fyldning ækvivalent med en teoretisk bund λ = (m)(G)/L.
Denne tilnærmelse skulle generelt være gyldig og tillader ydelsesberegning over et bredt område af ar-35 bejdsbetingelser og systemer med forskellige egenskaber.
10
DK 166105B
For at demonstrere opfindelsens effektivitet, at tilvejebringe sammenlignelige data for andre systemer og for at demonstrere gyldigheden af typiske mekanistiske tilnærmelser til masseoverføringen ved en kryo-5 gen adskillelsesanvendelse blev der samlet data for oxygen/nitrogen- og oxygen/argon-adskillelse, hvor koncentrationerne af komponenterne i to-komponentadskil-lelsessystemerne blev varieret over et temmelig bredt område.
10 Disse masseoverføringsegenskabsdata blev frem bragt under anvendelse af to ens apparater.
Det første apparat, en kolonne 20 cm i diameter, blev anvendt til udvikling af en del af oxygen/nitrogen dataene, og alle oxygen/argon adskillelsesdataene. Ko-15 lonnen med en diameter på 20 cm pakkes med 270 cm struktureret fyldning. Apparatet er således indrettet, at væske føres til toppen af kolonnen gennem en dyse, fordeles over de øverste lag af.fyldningen og flyder nedad gennem fyldningsmatrixen. Den væske, der flyder 20 bort ved bunden af det pakkede leje, samles og fjernes fra kolonnen. Damp føres til kolonnen gennem en anden dyse og fordeles ved hjælp af et perforeret rør. Dampen vandrer op gennem fyldningen i modstrøm til væsken.
Dampen løber bort gennem en dyse ved toppen af kolon-25 nen. Under apparatets funktion, på en tilbageløbssløj -fearbejdsmåde, løber topfraktionsdamp fra kolonnen direkte til en kondensator. Denne kondensator består af fem kobberrør, 25 mm i diameter og 13,4 m lange opvik-let i et bad af flydende nitrogen. Dette nitrogenbads 30 tryk styrer kondenseringstemperaturen og således trykket i kolonnen. Den kondenserede damp fra kondensatoren føres til kolonnen som væske. Damptilførsel til kolonnen sker ved kogning af væskerne, der fjernes fra bunden af kolonnen, i en elektrisk opvarmet genkoger med 35 naturlig cirkulation. Ændring af varmeindgangen til genkogeren ændrer hastigheden, hvormed der produceres
DK 166105 B
11 damp. Denne damphastighed styrer gennemløbet af damp og væske i kolonnen.
Det andet apparat blev alene anvendt til at frembringe nitrogen/oxygen-separationsdata. Kolonnen 5 var 1,5 m i diameter og pakket med 2,84 m struktureret fyldning. Som ved det første apparat træder væske ind ved toppen af kolonnen og fordeles over det øverste lag af fyldningen. Damp træder ind direkte under fyldningen gennem en dampfordeler. Væske og damp berører hinanden 10 i modstrøm på samme måde som i det første apparat. Strømmene i apparatet blev ikke tilbageført. Forsyningen med mættet damp blev leveret af en ydre kilde. Væskeforsyningen lå også udenfor apparatet. Disse strømme blev styret direkte ved hjælp af ventiler i væskeføde-15 røret og dampudgangsrøret.
Datasamlingen var i hovedsagen identisk for begge apparater. Først blev damp- og væskestrømme indstillet til at give de ønskede hastigheder i kolonnen. Derpå blev top- og bunddamprenheden overvåget, indtil ud-20 styret antog en stabil operationstilstand, d.v.s. at ingen af disse urenheder ændrede sig med tiden. Efter at have nået stabil tilstand blev top- og bunddamp- og væskesammensætningerne analyseret, og sammensætningerne blev noteret. Med kendskab til strømningshastighederne 25 og sammensætningen af alle strømmene, der træder ind i og forlader kolonnen, blev der udført en multikompo- nentdestillations-computersimulering. Simuleringen be- » stemte antallet af teoretiske trin i kolonnen. Denne værdi blev divideret op i den samlede pakkede højde for 30 at give dataværdien for HETP. For at give nøjagtige dataanalyser for kolonnen med diameteren på 20 cm blev alle eksperimenter kørt ved et L/G-forhold på ~ 1,0.
Til vurdering af de indsamlede data sammenligner fig. 2 masseoverføringskoefficienten for den samlede 35 gasfase (Kg x a), der blev forudsagt ved den i nærværende ansøgning anførte korrelation til de målte data.
12
DK 166105B
Dataene i fig. 2 deles i tre grupper: nitrogen/oxygen, hvor oxygenkoncentrationen strækker sig fra 2 vppm til 50 vol% (vist ved en firkant) meget høj argon/oxygen, hvor argonkoncentrationen strækker sig fra 82,5 til 97 5 vol% (vist ved en cirkel) og oxygen/argon, hvor argon strækker sig fra 0,6 til 85 vol% (vist ved en sort rhompe).
Nitrogen/oxygen dataene er en oversættelse af data fra en kolonne 20 cm i diameter arbejdende ved 30 10 psia og en kolonne 1,5 m i diameter arbejdende ved 18 psia. Sammensætningerne af disse data strækker sig fra 50 vol% oxygen i nitrogen til 2 vppm oxygen i nitrogen.
Eftersom udviklingen af denne korrellation var baseret på disse data, er overensstemmelsen mellem dataene som j 15 ventet ganske god. Dataene og korrellationen stemmer ) ft som helhed sammen indenfor ± 10%. De få punkter øverst j til højre, der viser yderligere spredning og falder ! ovenfor + 10%, linien angår funktion ved en meget høj ! væske- og dampgennemgang. Disse data er usædvanlige af 20 to grunde. For det første lå de store væskestrømningshastigheder uden for fordelerens kapacitet. Væsken blev således ikke fordelt rigtigt over kolonnetværsnittet. :
Dette vides at bevirke ringe ydeevne i pakkede kolonner. For det andet angiver store væske- og dampstrøm-25 ningshastigheder, at funktionen blev udført i nærheden af kolonnens oversvømmelsespunkt. Dette bevirker fænomener såsom tilbageblanding af væsken, medrivning og indre fejlfordeling i fyldningen. Alle disse faktorer kan have medvirket til tab af ydeevne. Betjening af en 30 pakket kolonne i nærheden af dens oversvømmelsespunkt foretages almindeligvis ikke. Derfor var korrellationen baseret på den grundlæggende mekanisme, der dominerer det normale gennemgangsarbejdsområde. Følgelig angiver manglen på overensstemmelse i nærheden af oversvømmel-35 sespunktet gyldigheden af korrellationen snarere end problemer med denne. Desuden forudsiger korrellationen 13
DK 166105B
nøjagtigt ydeevnen over en ændring med en faktor -2 i tryk og en faktor 7,5 i kolonnediameter og for et vist område af sammensætninger.
Argon/oxygen-dataene blev målt i samme 20 cm ko-5 lonne, som blev anvendt til frembringelse af en del af nitrogen/oxygen-dataene. Sammensætningsområdet for disse data er 82,5-97 vol% argon med resten ilt. Disse data blev taget ved 30 psia. Som vist ved paritetsoptegnelsen i fig. 2 stemmer disse data meget godt overens 10 med korrellationen. Disse data er sammenfaldende ved nitrogen/oxygen-data. Eftersom korrellationen ikke gik tilbage ved disse data, viser den udemærkede overensstemmelse, at den anvendte fundamentale mekanisme ved denne korrellation nøjagtigt beskriver disse datas op-15 førsel.
Det tredie sæt data, der er vist i fig. 2, er oxygen/argon-data. Disse data blev taget over oxygen koncentrationsområdet 0,6-85 vol%. Disse data blev taget i den samme kolonne 20 cm i diameter, som blev an-20 vendt til nitrogen/oxygen-dataene, og med den tidligere beskrevne høje argonkoncentration i oxygen. Disse data viser klart en bemærkelsesværdig forbedring i egenskaber fremfor alle de andre data. Som helhed er de fleste af dataværdierne mere end 10% bedre end de forventede 25 værdier udfra korrellationerne. Desuden udviser dataene en markant anderledes hældning end alle de andre data.
Dette er en anden indikation af, at der er nogle yderligere mekanismer, der forbedrer masseoverføringsydelsen i dette område for argon koncentrationer i oxygen.
30 Denne forbedring synes at vokse, når gennemløbet i kolonnen tiltager.
Idet der vendes tilbage til korrellationen og beregningen af HETP'er giver en regression af data for nitrogen-oxygen systemet følgende værdier for de kræve-35 de konstanter.
14
DK 166105B
αχ = 0,0295 α2 = 0.052 Χχ = 0,893 x2 = 1,19 Υχ = 0,33 y2 = 0,33 5 De ud fra denne korrellation beregnede værdier for HETP for nitrogen-oxygen systemet strækker sig fra 25-30 cm.
Yderligere data, der tages ved argon/oxygen-blandinger med koncentrationer på 82,5-97 vol% argon 10 giver HETP-værdier fra 19-20,5 cm. Atter er forudsigelse under anvendelse af korrellationen baseret på nitro-gen/oxygen-databasen fra 19-20,5 cm. Overensstemmelsen af forudsigelserne ud fra den nitrogen/oxygen-baserede korrellation med denne database med højt argonindhold 15 viser klart den almindelige anvendelighed af denne type mekanistisk baseret korrellation.
De ovenfor beregnede værdier for HETP viser foruden det store antal påkrævede teoretiske trin klart, at anvendelsen af den prøvede strukturerede fyldning 20 vil kræve kolonner med væsentlig forøgelse af kolonnehøjden over det, der er muligt med en af bakker bestående kolonne. Dette vil resultere i en væsentlig uheldig økonomisk følge sammenlignet med kolonner, der anvender konventionelle kryogene destillationsbakker.
25 På den anden side har prøver med adskillelse af oxygen fra argon, hvor argonindholdet var mellem 85% og 0,6% vist en bemærkelsesværdig og uventet forøgelse af separationsydelsen. F.eks. kan HETP være så lille som 17 cm, når den forventede (forudsagte) værdi er 21,25 30 cm. Fig. 3 viser mere klart den bemærkelsesværdige forbedring af masseoverførslen for oxygen/argon-data. Fig.
3 viser grafisk HETP-data for de høje oxygenkoncentrationsdata som funktion af Kv. Kv er den densimetriske overfladegashastighed i kolonnen og beregnes af:
Kv = VPg/tPl-Pg)]0'5 hvor 35 15
DK 166105B
Vg = overfladegashastighed: cm/sek.
Ligeledes afbilledet er den forventede HETP beregnet ud fra korrellationen. Disse beregnede værdier svarer til 5 hvad der ville forventes for HETP på grundlag af alle de andre tilgængelige kryogene data. Som vist ved den grafiske fremstilling er de målte HETP-dataværdier væsentligt lavere end de forventede værdier ved Kv større end 1,83 cm/sek. Faktisk viser forbedringen sig som 10 helhed at øges med voksende Ky. Denne forbedring kan skyldes en forøgelse i grænseområdet eller en uforklaret reduktion i væskefasemodstanden for dette koncentrationsområde .
Som det ses af ovenstående eksperimenter er der 15 en overlapning i argonkoncentrationsområderne for de to argon/oxygen-datasæt. I det ene datasæt ligger argonkoncentrationen mellem 0,6 og 85 vol% og i det andet mellem 82,5 og 97 vol%. For det første datasæt ses en distinkt fordel ved at anvende en struktureret fyld-20 ning. Denne fordel består i, at den krævede højde af den strukturerede fyldning er sammenlignelig med højden af destillationsbakker for at opnå samme samlede separation, medens man beholder foldelene ved det lavere trykfald. For det andet datasæt overskrider højderne 25 ved anvendelse af struktureret fyldning højden, der kræves af destillationsbakker for den samme samlede separation. Når der er tale om dette overlapningsområde, er det vigtigt at bemærke, at på grund af at det eksperimentelle apparat ikke havde evne til nøjagtigt 30 at analysere sammensætningen af væske- og dampfase i mellempunkter i kolonnen og fordi den koncentration som funktion af højden, der frembringes af en pakket kolonne er kontinuerlig fremfor trinvis som for bakke-kolonner, har kun totale HETP'er kunne beregnes med no-35 gen form for pålidelighed. Det antages, at der er et overgangspunkt i argonkoncentrationen, hvor den uvente-
DK 166105 B
16 de fordel ved lavere HETP'er ikke længere ses. Denne overgang antages at ligge et sted mellem 75 og 85 vol% argon. Derfor udøver opfindelsen anvendelse af en ordnet (struktureret) fyldning i i det mindste de områder 5 af destillationskolonnesystemet, hvor argonkoncentrationen kan ligge i området fra 0,6 vol% til 75 vol% argon. Denne målte, uventede forbedring eksisterer for værdier af Kv, der overskrider ca. 1,83 cm/sek. ved værdier af Kv mindre end 1,83 cm/sek. overskrider de 10 målte HETP-værdier ikke de forventede værdier.
Ethvert forsøg på at manipulere konstanterne i korrellationerne således, at forudsigelserne stemmer overens med dataene, får korrellationerne til at underforudsige HETP'erne for de andre systemer alvorligt.
15 Dette underbygger observationen, at der er en betydelig forbedring af egenskaberne indenfor sammensætningsområdet på 75% til 0,6% argon ved oxygen/argon-separation.
En anden grund til at korrellationerne ikke forudsiger masseoverføringsfænomener godt er, at de anven-20 des på systemer, hvor fysiske nøgletransportegenskaber adskiller sig væsentligt fra de systemer, der blev anvendt til at udvikle korrellationen. Korrellationen fejler ikke på grund af, at den anvendes i et ekstrapolationsområde udover databasen, der anvendes til at ge-25 nerere korrellationen. Hvis dette derfor var tilfældet for oxygen/argon ved lave argonkoncentrationer, ville man forvente, at de grundlæggende fysiske egenskaber for oxygen ville være væsentligt forskellige fra enten nitrogen eller argon. I tabel I er de fysiske egenska-30 ber for mættet damp og væske opført for nitrogen, oxygen og argon. Alle værdierne for oxygen er sammenlignelige med værdierne for nitrogen og argon. Derfor fremgår der ikke en væsentlig egenskabsforskel, der bevirker en korrellationsfejl for oxygenrige sammensætnin-35 ger.
DK 166105B
17
Tabel I
Nøgletransportegenskaber for N*, Oz, Ar Mættet væske
Nz Oz Ar 5 Densitet: g-m/cm3 0,775 1,29 1,33
Viskositet x 104: g-m/(cm)(sek.) 10 15,9 1,64
Diffusivitet x 108: cm2/sek. 7990 6870 6970
Overfladespænding x 104: g-m/cm 76 116,8 106 1 o Mættet damp
Nz Oz Ar
Densitet x 10“3: g-m/cm3 5,75 9,94 10,97
Viskositet x 106: g-m/(cm)(sek.) 55 76 79 15 Diffusivitet x 105: cm2/sek. 17,1 20,0 19,5
Tabel II giver (for undersæt af data) værdiområderne for de dimensionsløse grupperinger. Oxygenrig-dataene falder ikke udenfor områderne for nitrogenrig- og ar-20 gonrig-dataundersættene. Oxygenrig-dataundersættet falder derfor klart indenfor korrellationens område. Dette understøtter yderligere dette fænomens uventede natur.
Tabel II
25 Område for dimensionsløs gruppering
Nitrogen-rig Argon-rig Oxygen-rig
Shx 24 - 143 51 - 119 27 - 78
Shg 15 - 67 36 - 69 20 - 95 30 Re-L 48 - 356 148 - 300 93 - 358
Reg 1600 - 6500 2900 - 5900 1600 - 5800
Sc1 23 - 17 18 19 SCg 0,60 0,61 0,63 35 Beviste og grundlæggende sunde korrellationsmetoder har forudsagt værdier for HETP mellem 21,25 cm og 30,0 cm
DK 166105 B
18 for den kryogene destillation af luft. Eftersom områderne, hvor oxygen/argon separationer optræder almindeligvis kræver et stort antal teoretiske trin, har en betydelig kapitalomkostning været forbundet med anven-5 delse af ordnet fyldning ved denne anvendelse. Denne betydelige kapitalomkostning har utvivlsomt bidraget til den manglende brug af ordnet fyldning i destillationskolonners oxygenrige områder. Denne nye opdagelse tillader udformning af kryogene luftseparations anlæg 10 med HETP’er, der er sammenlignelige med destillationsbakker i områder, hvor argonindholdet er mindre end 75%. Dette vil i hovedsagen reducere kapitalomkostningerne i forbindelse med anvendelse af en ordnet fyldning og tillade fuld realisering af fordelene ved den-15 nes reducerede trykfald.
For at vise energibesparelsesfordelen ved opfindelsen er der foretaget en analyse, der beregner forbedringen i samlet energioptagelse for et kryogent luftseparationsanlæg, når trykfaldet pr. teoretisk trin i 20 kolonnesystemet reduceres. Til denne behandling kan kolonnesystemet deles i to dele, højtrykskolonnen og det kombinerede lavtrykskolonne-argonkolonnesystem. Reducering af trykfaldet i højtrykskolonnen reducerer klart afgangstrykket for luftkompressoren, der føder anlæg-25 get. En reduktion af trykfaldet i dette område fører til væsentlig, men ikke overvældende energibesparelse.
Grunden er at højtrykskolonnen nødvendiggjort af cylken arbejder ved tilnærmelsesvis 100 psia. Trykfaldet i en velindrettet højtrykskolonne med bakker strækker sig 30 fra 2 til 3 psi. Eftersom energien almindeligvis er omvendt proportionel med logoritmen til trykforholdet, ville en total fjernelse af trykfaldet i højtrykskolonnen reducere energien med ca. 2,6%.
Imidlertid kan en reduktion i trykfaldet i lav-35 trykskolonne-argonkolonnesysternet resultere i energibesparelser af størrelsesordenen 6% afhængigt af den an-
DK 166105 B
19 vendte cyklus. Grunden hertil er tofold. For det første er der næsten to gange så mange teoretiske trin i lav-trykkolonne-argonkolonnesystemet, som der er i højtrykskolonnen. Derfor har en reduktion af trykfaldet 5 pr. teoretisk bund en meget større virkning i lavtryks-argonkolonnesystemet end i højtrykskolonnen. For det andet styrer trykfaldet i lavtrykskolonnen direkte trykket og således bobbelpunktet for den genkogende strøm. Eftersom alle produkter må udsendes med mere end 10 atmosfæretryk er trykket i den genkogende strøm:
patm + Apout + ÅPLPC = PR/B
hvor: 15 Apout = trykfald for topfraktionsprodukter, der forlader anlægget
ApLpc = trykfald i lavtrykskolonnen Patm = omgivende atmosfæretryk Pr/B = den genkogende strøms tryk.
20
Fordi denne strøm genkoges ved hjælp af kondenserende damp i høj trykskolonnen, sætter denne strøms bobbel-punkt og temperaturtilnærmelsen ved toppen af varmeveksleren den kondenserende strøms dugpunkt. Derfor 25 indstilles højtrykskolonnens tryk ved det tryk, hvorved dampen ved toppen af højtrykskolonnen vil kondensere ved dette bestemte dugpunkt. Forholdet mellem tryk og dugpunkt i den kondenserende strøm bevirker tilnærmelsesvis en tredobling af enhver trykændring i den genko-30 gende strøm.
Enkelt sagt, for hver en psi ændring i trykket ved bunden af lavtrykskolonnen ændrer højtrykskolonnetrykkets sig med ca. 3 psi. Reducering af trykket i lavtrykskolonnen kan således dramatisk reducere høj-35 trykskolonnetrykket. Dette vil atter bevirke en tilsvarende reduktion i effektoptagelsen. For et 800 TPD an-
DK 166105 B
20 læg for oxygen af høj renhed vil trykfaldet pr. teoretisk trin ved destillationsbakker være -0,07 psi/trin. Eksperimenter viser, at ordnede fyldninger vil bruge gennemsnitlig 0,008 pst/trin. Dette vil bevirke en 5 energibesparelse på 8%.

Claims (5)

21 DK 166105B
1. Proces til adskillelse af blandinger, der omfatter oxygen og argon ved kryogen destillation, hvori en væskefasestrøm indeholdende oxygen og argon, og en dampfasestrøm indeholdende oxygen og argon i et destil- 5 lationskolonnesystem, der har mindst en kolonne, bringes i intim kontakt i mindst ét område af destillationskolonnesystemet, hvor argonkoncentrationen er i området fra 0,6 til 75 vol% og derved muliggør masseoverføring, som beriger væskefasestrømmen med oxygen 10 °9 fjerner oxygen fra dampfasestrømmen, kendetegnet ved, at den intime kontakt mellem væske-og dampfasestrømmene i nævnte område opnås under anvendelse af en struktureret fyldning, og at den densi-metriske gashastighed i nævnte område er mindst 1,8 cm 15 pr. sekund.
2. Proces ifølge krav 1, kendetegnet ved, at nævnte blanding som skal adskilles tillige omfatter nitrogen.
3. Proces ifølge krav 2, kendetegnet 20 ved, at nævnte blanding som skal adskilles er luft.
4. Proces ifølge krav 3, kendetegnet ved, at destillationskolonnesystemet som anvendes omfatter en højtrykskolonne, en lavtrykskolonne og en argonkolonne, og at nævnte område er i lavtrykskolonnen.
5. Proces ifølge krav 1, kendetegnet ved, at alle områder anvender struktureret fyldning og drives ved nævnte densimetriske overfladegashastighed.
DK198806937A 1987-12-14 1988-12-13 Fremgangsmåde til adskillelse af blandinger indeholdende oxygen og argon ved kryogen destillation DK166105C (da)

Applications Claiming Priority (2)

Application Number Priority Date Filing Date Title
US13253587 1987-12-14
US07/132,535 US4836836A (en) 1987-12-14 1987-12-14 Separating argon/oxygen mixtures using a structured packing

Publications (4)

Publication Number Publication Date
DK693788D0 DK693788D0 (da) 1988-12-13
DK693788A DK693788A (da) 1989-06-15
DK166105B true DK166105B (da) 1993-03-08
DK166105C DK166105C (da) 2004-06-28

Family

ID=22454484

Family Applications (1)

Application Number Title Priority Date Filing Date
DK198806937A DK166105C (da) 1987-12-14 1988-12-13 Fremgangsmåde til adskillelse af blandinger indeholdende oxygen og argon ved kryogen destillation

Country Status (12)

Country Link
US (1) US4836836A (da)
EP (1) EP0321163B1 (da)
JP (1) JPH07113514B2 (da)
KR (1) KR910002167B1 (da)
CA (1) CA1280964C (da)
DE (1) DE3855487T2 (da)
DK (1) DK166105C (da)
ES (1) ES2092985T3 (da)
FI (1) FI89410B (da)
MX (1) MX165562B (da)
NO (1) NO169197C (da)
ZA (1) ZA889359B (da)

Families Citing this family (30)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
DE3840506A1 (de) * 1988-12-01 1990-06-07 Linde Ag Verfahren und vorrichtung zur luftzerlegung
US5019144A (en) * 1990-01-23 1991-05-28 Union Carbide Industrial Gases Technology Corporation Cryogenic air separation system with hybrid argon column
ES2045960T5 (es) * 1990-01-23 1997-05-01 Praxair Technology Inc Sistema para la separacion criogenica de aire con una columna hibrida de argon.
US5076823A (en) * 1990-03-20 1991-12-31 Air Products And Chemicals, Inc. Process for cryogenic air separation
GB9008752D0 (en) * 1990-04-18 1990-06-13 Boc Group Plc Air separation
US5129932A (en) * 1990-06-12 1992-07-14 Air Products And Chemicals, Inc. Cryogenic process for the separation of air to produce moderate pressure nitrogen
US5077978A (en) * 1990-06-12 1992-01-07 Air Products And Chemicals, Inc. Cryogenic process for the separation of air to produce moderate pressure nitrogen
US5098456A (en) * 1990-06-27 1992-03-24 Union Carbide Industrial Gases Technology Corporation Cryogenic air separation system with dual feed air side condensers
US5148680A (en) * 1990-06-27 1992-09-22 Union Carbide Industrial Gases Technology Corporation Cryogenic air separation system with dual product side condenser
US5108476A (en) * 1990-06-27 1992-04-28 Union Carbide Industrial Gases Technology Corporation Cryogenic air separation system with dual temperature feed turboexpansion
US5114452A (en) * 1990-06-27 1992-05-19 Union Carbide Industrial Gases Technology Corporation Cryogenic air separation system for producing elevated pressure product gas
US5100448A (en) * 1990-07-20 1992-03-31 Union Carbide Industrial Gases Technology Corporation Variable density structured packing cryogenic distillation system
US5159816A (en) * 1991-05-14 1992-11-03 Air Products And Chemicals, Inc. Method of purifying argon through cryogenic adsorption
US5133790A (en) * 1991-06-24 1992-07-28 Union Carbide Industrial Gases Technology Corporation Cryogenic rectification method for producing refined argon
US5161380A (en) * 1991-08-12 1992-11-10 Union Carbide Industrial Gases Technology Corporation Cryogenic rectification system for enhanced argon production
FR2689223B1 (fr) † 1992-03-24 1994-05-06 Air Liquide Procede et installation de transfert de fluide en provenance d'une colonne de distillation, notamment d'air.
JPH06307762A (ja) * 1993-04-22 1994-11-01 Kobe Steel Ltd アルゴンの製造装置
DE4317916A1 (de) * 1993-05-28 1994-12-01 Linde Ag Verfahren und Vorrichtung zur Gewinnung von Argon
DE4406051A1 (de) * 1994-02-24 1995-08-31 Linde Ag Verfahren und Vorrichtung zur Gewinnung von reinem Argon
US5396772A (en) * 1994-03-11 1995-03-14 The Boc Group, Inc. Atmospheric gas separation method
US5522224A (en) * 1994-08-15 1996-06-04 Praxair Technology, Inc. Model predictive control method for an air-separation system
JP3319174B2 (ja) 1994-09-19 2002-08-26 株式会社日立製作所 充填物及び空気分離装置
US5557951A (en) * 1995-03-24 1996-09-24 Praxair Technology, Inc. Process and apparatus for recovery and purification of argon from a cryogenic air separation unit
US5784899A (en) * 1995-06-20 1998-07-28 Nippon Sanso Corporation Argon separation method and apparatus therefor
US5644932A (en) * 1996-05-21 1997-07-08 Air Products And Chemicals, Inc. Use of structured packing in a multi-sectioned air seperation unit
US5857357A (en) * 1997-07-18 1999-01-12 Praxair Technology, Inc. Column configuration and method for argon production
US5921109A (en) * 1998-10-21 1999-07-13 Praxair Technology, Inc. Method for operating a cryogenic rectification column
US6357728B1 (en) 1999-03-15 2002-03-19 Air Products And Chemicals, Inc. Optimal corrugated structured packing
US6128922A (en) * 1999-05-21 2000-10-10 The Boc Group, Inc. Distillation method and column
JP2020521098A (ja) 2017-05-16 2020-07-16 イーバート，テレンス，ジェイ． 気体を液化するための装置およびプロセス

Family Cites Families (17)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
US3173778A (en) * 1961-01-05 1965-03-16 Air Prod & Chem Separation of gaseous mixtures including argon
US3254497A (en) * 1962-08-24 1966-06-07 Reed Roller Bit Co Prevention of solid hydrates in the liquefaction of natural gases
FR2041701B1 (da) * 1969-05-05 1974-02-01 Air Liquide
US4128684A (en) * 1974-07-09 1978-12-05 Sulzer Brothers Limited Method of producing a packing and a packing layer made thereby
IT1034544B (it) * 1975-03-26 1979-10-10 Siad Procedimento ed impianto per il frazionamento dell aria con colon na a semplice rettifica
CH617357A5 (da) * 1977-05-12 1980-05-30 Sulzer Ag
CH618006A5 (da) * 1977-05-12 1980-06-30 Sulzer Ag
CH653565A5 (de) * 1981-07-30 1986-01-15 Sulzer Ag Vorrichtung zum stoff- und/oder direkten waermeaustausch oder mischen.
CH653566A5 (de) * 1981-07-30 1986-01-15 Sulzer Ag Kolonne fuer stoff- und direkten waermeaustausch.
EP0070915A1 (de) * 1981-07-30 1983-02-09 GebràœDer Sulzer Aktiengesellschaft Einbauelement für eine Vorrichtung für Stoff- und direkten Wärmeaustausch und Mischen
CH656321A5 (de) * 1981-07-30 1986-06-30 Sulzer Ag Einbauelement fuer eine vorrichtung fuer stoff- und/oder direkten waermeaustausch oder mischen.
US4604116A (en) * 1982-09-13 1986-08-05 Erickson Donald C High pressure oxygen pumped LOX rectifier
US4605427A (en) * 1983-03-31 1986-08-12 Erickson Donald C Cryogenic triple-pressure air separation with LP-to-MP latent-heat-exchange
US4533375A (en) * 1983-08-12 1985-08-06 Erickson Donald C Cryogenic air separation with cold argon recycle
US4578095A (en) * 1984-08-20 1986-03-25 Erickson Donald C Low energy high purity oxygen plus argon
US4670031A (en) * 1985-04-29 1987-06-02 Erickson Donald C Increased argon recovery from air distillation
US4737177A (en) * 1986-08-01 1988-04-12 Erickson Donald C Air distillation improvements for high purity oxygen

Also Published As

Publication number Publication date
EP0321163A2 (en) 1989-06-21
EP0321163A3 (en) 1989-08-30
ZA889359B (en) 1990-08-29
NO169197C (no) 1999-07-19
AU602620B2 (en) 1990-10-18
DE3855487T2 (de) 1997-01-23
NO169197B (no) 1992-02-10
JPH07113514B2 (ja) 1995-12-06
FI885761A (fi) 1989-06-15
NO885528L (no) 1989-06-15
DK166105C (da) 2004-06-28
JPH01244269A (ja) 1989-09-28
NO885528D0 (no) 1988-12-13
KR910002167B1 (ko) 1991-04-06
EP0321163B1 (en) 1996-08-21
KR890009440A (ko) 1989-08-02
AU2682688A (en) 1989-07-06
DK693788A (da) 1989-06-15
MX165562B (es) 1992-11-23
DK693788D0 (da) 1988-12-13
CA1280964C (en) 1991-03-05
FI885761A0 (fi) 1988-12-13
ES2092985T3 (es) 1996-12-16
FI89410B (fi) 1993-06-15
US4836836A (en) 1989-06-06
DE3855487D1 (de) 1996-09-26

Similar Documents

Publication Publication Date Title
DK166105B (da) Fremgangsmaade til adskillelse af blandinger indeholdende oxygen og argon ved kryogen destillation
EP0633438B1 (en) Air separation
TW587151B (en) Process and apparatus for producing krypton and/or xenon by low-temperature fractionation of air
CA2047411C (en) Variable density structured packing cryogenic distillation system
CA2186549C (en) Light component stripping in plate-fin heat exchangers
JPS61122478A (ja) 窒素製造方法
JP2000130927A (ja) 極低温精留塔を運転する方法
NO176221B (no) Fremgangsmåte for ökning av argongjenvinning fra en blanding, f.eks. luft
US3813890A (en) Process of continuous distillation
PL183332B1 (pl) Sposób i instalacja do oddzielania powietrza
JPH0566085A (ja) 液体供給材料流れからのクリプトンとキセノンの生産法
EP0684435B1 (en) Process for the recovery of oxygen from a cryogenic air separation system
KR100306957B1 (ko) 저순도 산소와 고순도 산소를 제조하기 위한 저온정류 시스템
JPH09184680A (ja) 空気分離
US5026408A (en) Methane recovery process for the separation of nitrogen and methane
KR20010105207A (ko) 분기된 탕관 환류를 갖는 극저온 공기 분리 시스템
JPH0140272B2 (da)
US5771714A (en) Cryogenic rectification system for producing higher purity helium
JPH0926262A (ja) アルゴンの製造
EP0660058B1 (en) Air separation
US5730002A (en) Process and device for fractionating a fluid containing several separable constituents, such as a natural gas
JP3980114B2 (ja) 空気から第１の酸素産物及び第２の酸素産物を分離するための方法及び装置
USRE34038E (en) Separating argon/oxygen mixtures using a structured packing
Sangal et al. Divided wall distillation column: rationalization of degree of freedom analysis
PT1231440E (pt) Processo e dispositivo de separação do ar por destilação criogénica

Legal Events

Date Code Title Description
PDQ Request for opposition withdrawn
PBP Patent lapsed

Country of ref document: DK