JPH01312382A - 酸素及びアルゴン回収用の充てん塔を用いた空気分離プロセス - Google Patents

酸素及びアルゴン回収用の充てん塔を用いた空気分離プロセス

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JPH01312382A
JPH01312382A JP1109034A JP10903489A JPH01312382A JP H01312382 A JPH01312382 A JP H01312382A JP 1109034 A JP1109034 A JP 1109034A JP 10903489 A JP10903489 A JP 10903489A JP H01312382 A JPH01312382 A JP H01312382A
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Abstract

(57)【要約】本公報は電子出願前の出願データであるた
め要約のデータは記録されません。

Description

【発明の詳細な説明】 ［産業上の利用分野コ この発明は空気をその構成要素に分離するプロセスに関
するものである。詳細に示すと、この発明は統合複数塔
蒸溜システムの低圧塔及びアルゴン枝塔に充てん材とし
て構造化された充てん材を用いた空気分離プロセスに関
するものである。
［従来の技術］ 液化蒸溜による空気の構成要素への分離には数多くのプ
ロセスが知られており、代表的なものには、米国特許第
３．７２９，９４３；４，５３３，３７５；４，５７８
，０９５；４．６０４．１１６．４，６０５，４２７．
４，６７０，０３１及び４，７１５，８７４号がある。
これに加え、構造化されたまたは整然とした充てん材の
技術的な例で代表的なのは、米国特許第４、１２８．６
８４　：４．１８６．１５９；４．２９６．０５０　；
４．４５５．３３９：４．４９７、７５１　；４．４９
７．７５２及び４，４９７，７５３号である。
［発明が解決しようとする課題］ この発明は、低圧塔と低圧塔と全体的につながったアル
ゴン枝塔を持つ統合複数塔蒸溜システムにおいて、液化
蒸溜によって酸素、窒素及びアルゴンから成る混合ガス
（例えば空気）の分離プロセスを改良するものである。
典型的な統合複数塔蒸溜システムは３本の塔を有してい
る。この塔の各々の中で、液相流と蒸気相流が密着し、
それにより物量が移動する。この改良点は構造化された
充てん材を用いた低圧塔及びアルゴン枝塔において液相
及び蒸気相の流れが密着することにより達成される。
［課題を解決するための手段］ この発明は液化蒸溜によって空気のような酸素、窒素及
びアルゴンから成る混合ガスを分離するプロセス及び装
置の改良に関するものである１例えば、窒素、酸素及び
アルゴンを生産するための空気の液化蒸溜は通常、統合
複数塔蒸溜システム中で行われる。典型的な統合複数塔
蒸溜システムは３本の塔を有している。しがし３本以上
の有することもある。３塔蒸溜システム内のこの３本の
塔は、各々高圧塔、低圧塔及びアルゴン枝塔と呼ばれて
いる。基本的にはこの発明の改良点は塔蒸溜システムの
低圧塔とアルゴン枝塔における蒸発トレーを構造化され
た充てん材の利用に置き代えることである。この充てん
材の利用はアルゴン回収量の増加となる。
この発明はアルゴン及び酸素を生産するなどの空気分離
プロセスにも適用できるものである。アルゴン及び酸素
を分離し共に生産するこのような空気分離システムの例
としては、米国特許第３，７２９、　’１４３；４．５
３３．３７５　；４．５７８．０９５．４．６０４．１
１６　；４．６０５．４２７及び４，６７０，０３１号
がある。これらの仕様はここでは標準として待人れてい
る。
［作　　用］ この発明は、典型的な３塔空気分離プロセスの見地から
最も良く理解される。酸素及びアルコンを生産する典型
的３塔空気分離プロセスのフローシートを第１図に示す
。
第１図に示すように、外気温に近い圧縮空気はライン１
０を通じて熱交換器１２へ供給され、そこで露点近くま
で冷却される。水分及び二酸化炭素はモルシーブにより
、この供給された空気から除去される（ここでは示され
ていないン、この除去はまた熱交換器１２において、供
給空気と低圧戻り流を交互にすること、すなわち両方向
熱交換器でも行える。この冷却、圧縮された不純物のな
いライン１４にある空気は、ここで２つの部分に分けら
れる。最初の部分は、ライン１６を通じて高圧塔１８の
低部に供給される。ライン２０にある２番目の部分はさ
らに２つに分けられる。この最初の部分はライン２１を
通じてアルゴン蒸発器９４に供給され、２番目の部分は
蒸発器２２を取り巻くサンプ中で液体酸素を沸騰させる
ために蒸発器２２に供給され凝縮され、そしてライン２
４を通じて蒸発器２２から除去される。ライン２４にあ
る凝縮された液化空気はここて２つの部分に分けられ、
最初の部分はライン２６を通じて高圧塔の中間位置へフ
ィートとして供給され、ライン２８にある２番目の部分
はＪ−Ｔ弁３２に噴出され熱交換器３０内でサブクール
され、ライン３４を通じて低圧塔の中間位置へ供給され
る。
オーバヘッドはライン４０を通じて高圧塔から除去され
、そこで２つの部分に分けられる。最初の部分は冷凍材
を回収するために主熱交換器１２内で暖められ、ここで
ライン４４を通じて高圧窒素生産物として除去される。
２番目の部分はライン４６を通じて低圧塔３６の底部に
ある再発器／凝縮器４８へ供給されそこで凝縮され、ラ
イン５０を通じて除去される。この凝縮された純粋な窒
素の流れはここで３つの部分に分けられる。最初の部分
はライン５２を通じて還流を供給するために高圧塔１８
の頂部へ供給される。２番目の部分はライン５４を通じ
て液体窒素生産物として除去され、３番目の部分はライ
ン５６を通じて除去され、Ｊ−Ｔ弁５８で噴出され熱交
換器３０でサブクールされ、低圧塔３６の頂冠部へ純粋
な窒素還流を供給するために、ライン６０を通じて低圧
塔３６の頂部へ供給される。オプションとして、ライン
５４にある２番目の部分は生産物を除去する前に熱交換
器３０でサブクールされることもできる。高圧塔１８の
底部から得られる酸素の多い液化空気はライン６２を通
して除去される。この流れは、酸素の多い混合された液
化空気流６４を成すために、アルゴン蒸発器９４からの
凝縮空気流１００と混合される。この混合された液化空
気流は熱交換器３０でサブクールされここで２つの流れ
に分けられる。ライン６６の最初の流れはＪ−Ｔ弁６８
で噴出され、低圧塔３６の上部中間位置へ供給される。
ライン７０の２番目の流れはＪ−Ｔ弁７１で噴出され凝
縮器８６用の冷凍材を供給するため、アルゴン塔７２の
頂部にある凝縮器８６を取り巻くサンアヘ供給される。
気体状のオーバヘッドはライン７４を通じて凝縮器８６
を収り巻くサンプのオーバヘット部から除去され、同じ
く凝縮器８６を取り巻くサンプから除去される少量の流
れ７６と混合され、流れ７８となる。流れ７６は、安全
上の理由で取出されている。この取出しは凝縮器８６を
取り巻くサンプ中に炭化尿素が蓄積されることを防ぐた
めである。
この混合された流れ７８はここで低圧塔３６の中間位置
へ供給される。
横方向への流れは、ライン８０を通じて低圧カラム低部
中間位置から除去され、アルゴン塔７２の低部へ供給さ
れる。アルゴン塔７２の底にある液体は、中間基還流を
供給するための横方向の流れ８０と同じ位置にある低圧
塔３６へライン８２を通じて戻される。オーバヘッドの
アルゴンはライン８４を通じてアルゴン塔７２から除去
され、凝縮器８６で凝縮され、２つの部分に分けられる
。最初の部分はアルゴン塔７２へ還流を供給するために
、ライン９０を通じてアルゴン塔７２の頂部へ戻される
。２番目の部分は、除去され、ライン９２を通じてアル
ゴン蒸発器９４へ供給される。アルゴンガス生産物はラ
イン９６を通じて蒸発器９４から除去され、液体アルゴ
ンはライン９８を通じて蒸発器９４から除去される。
低圧カラム３６（再発器／′Ｊ１縮器４８を取り巻くサ
ンプの底部）から、液体の流れが除去され、ライン１０
２を通じて蒸発器２２を取り巻くサンプに供給される。
気体状の酸素はライン１０６を通じて蒸発器２２を取り
巻くサンプのオーバヘッドから除去され、主熱交換器１
２において冷凍材を回収するなめに暖められ、ライン１
０８を通じて気体状酸素として除去される。液体酸素は
ライン１０４を通じて蒸発器２２を取り巻くサンプの低
部から除去される。
液体の横方向の流れはライン１１０を通じて高圧塔１８
の中間位置から除去される。この不純物を含む液体の横
方向の流れは、熱交換器３０でサーブクールされ、減圧
され、ライン１１２を通じて低圧塔３６の上部へ還流と
して供給される。これに加え、気体状の横方向への流れ
は、高圧塔１８の同様な場所からライン１１４を通じて
除去される。この横方向への流れは、冷凍材を回収する
ために主熱交換器１２で暖められ、冷凍材を回収するた
めに彫版器１１６において膨脂させられる。この膨脂し
た流れが流れ１１８となる。
気体状の横方向の流れは低圧塔３６の上部からライン１
２０を通じて除去され、２つの部分に分がれる。ライン
１２２の最初の部分は冷凍材を回収するために熱交換器
１２で暖められる。冷凍材は反応材カスとして用いられ
、ライン１２４を通じてこのプロセスから除去される。
反応材ガスは、圧縮された供給空気から水分及び二酸化
炭素を除去するのに用いられる、モルシーブ吸収材と反
応させるのに必要なものである。
もし反応材ガスが不要であればその時は、流れ１２４が
廃ガスとして大気中に放出される。ライン１２６にある
２番目の横方向の流れは、冷凍材を回収するために熱交
換器３０で暖められ、膨脂した流れ１１８と混合して、
流れ１３０となる。この混合された流れ１３０は、その
後、冷凍材を回収するために熱交換器１２で暖められ、
ライン１３２を通じて廃ガスとして放出される。
最終的には、低圧塔３６からのオーバヘッドはライン１
３４を通じて除去され、冷凍材を回収するために熱交換
器３０で暖められる。このライン１３６にある暖められ
たオーバヘッドは冷凍材を回収するなめに熱交換器１２
でさらに暖められ、ライン１３８を通じて、低圧窒素生
産物として除去される。
この３塔プロセスの代替策実施例を第２図に示す、第２
図は、酸素が、空気凝縮蒸発器を用いずに低圧塔から直
接蒸発する３塔プロセスである９第１図と第２図におい
て共通な流れは同じ番号となっている。
第２図に示すように、外気温近くの圧縮空気はライン１
０を通じて熱交換器１２へ供給され、ここで露点近くま
で冷却される。水分及び二酸化炭素は供給空気からモル
シーブ吸収材により除去される。
（ここでは示されていない）、この除去はまた熱交換器
１２において、供給空気と低圧戻り流を交互にすること
、すなわち両方向熱交換器でも行える。
この冷却、圧縮された不純物を含まないライン１４にあ
る空気はここで２つの部分に分けられる。最初の部分は
ライン１６を通じて高圧塔１８の低部に供給される。２
番目の部分はライン２００を通じてアルゴン蒸発器２２
へ供給され、そこから凝縮された流れがライン１００を
通じて、ライン６２と一緒にするなめ戻される。
ライン４０を通じて高圧塔１８から除去されるオーバヘ
ッドは２つの部分に分かれる。ライン４２の最初の部分
は２つの流れに分かれる。最初の流れは、冷凍材を回収
するなめに主熱交換器１２で暖められ、そこでライン４
４を通じて高圧窒素として除去される。ライン２０６の
２番目の流れは熱交換器１２で暖められ、冷凍材を回収
するために彫版器１１６で膨張させ、そしてライン１３
６にある低圧窒素とライン２０８を通じて混合される。
２番目の部分はライン４６を通じて、低圧塔３６の底部
にある再発器／凝縮器４８へ供給され、そこで凝縮され
ライン５０を通じて除去される。この凝縮された純粋な
窒素の流れはここで３つの部分に分かれる。最初の部分
はライン５２を通じて、高圧塔１８へ還流を供給するた
めに高圧塔１８の頂部へ供給される９２番目の部分はラ
イン５４を通じて液体窒素として除去され、ライン５６
を通じて除去された３番目の部分はＪ−Ｔ弁５８で噴出
され熱交換器３０でサブクールされる。
そして低圧塔３６の頂冠部へ純粋な窒素還流を供給する
ために、ライン６０を通じて低圧塔３６の頂部へ供給さ
れる。オプションとして、ライン５４の２番目の部分は
生産物が除去される前に熱交換器３０でサブクールする
こともできる。
高圧塔１８の底部から得られる酸素の多い液化空気はラ
イン６２を通して除去され、熱交換器３０でサブクール
される。ここで液体の流れは２つの流れに分けられる。
ライン６６の最初の流れはＪ−Ｔ弁６８で噴出され、低
圧塔３６の上部中間位置へ供給される。ライン７０の２
番目の流れはＪ−Ｔ弁７１で噴出され、凝縮器８６の冷
凍材を供給するためにアルゴン塔１２の頂部にある凝縮
器８６を取り巻くサンプへ供給される。気体状のオーバ
ヘッドはライン７４を通じて凝縮器８６を取り巻くサン
プのオーバヘッド部から除去され、同様に凝縮器８６を
取り巻くサンプから除去される少量の流れ７６と混合さ
れ流れ７８となる。流れ１６は安全上の理由から取出さ
れている；この取出しは凝縮器８６を取り巻くサンプ内
に炭化水素の蓄積を防ぐものである。この混合した流れ
７８はここで、低圧塔３６の中間位置へ供給される。横
方向の流れはライン８０を通じて低圧塔３６の下部中間
位置から除去され、アルゴン塔の下部へ供給される。ア
ルゴン塔の底から得られる液化空気は中間基還流を供給
するための横方向の流れ８０と同じ位置にある低圧塔３
６へライン８６を通じて戻される。オーバヘッドのアル
ゴンはライン８４を通じてアルゴン塔７２から除去され
、凝縮器８６で凝縮され、２つの部分に分かれる。最初
の部分はアルゴン塔７２へ還流を供給するなめにライン
９０を通じてアルゴン塔７２の頂部へ戻される。２番目
の部分は除去され、ライン９２を通じてアルゴン蒸発器
９４へ供給される。アルゴンガスはライン９６を通して
蒸発器９４から除去され、液体アルゴンはライン９８を
通して蒸発器９４から除去される。
底部の気体状の酸素の流れは、ライン２０４を通じて、
再発器／凝縮器４８を取り巻く底部サンプ上の低圧塔３
６から除去され、冷凍材を回収するために主熱交換器１
２で暖められ、ライン１０８を通じて気体状酸素として
除去される。液体酸素はライン１０４を通じて、再発器
−凝縮器４８を取り巻くサンプの低部から除去される。
液体の横方向の流れはライン１１０を通じて高圧塔１８
の中間位置から除去される。この不純物を含む液体の横
方向への流れは、熱交換器３０でサブクール、減圧され
、ライン１１２を通じて低圧塔３６の上部へ還流として
供給される。
気体状の横方向の流れは低圧塔３６の上部からライン１
２０を通じて除去され、２つの部分に分かれる。ライン
１２２の最初の部分は冷凍材を回収するために熱交換器
１２で暖められる。冷凍材は反応材ガスとして用いられ
、ライン１２４を通じてこのプロセスから除去される。
反応材ガスは、圧縮された圧縮された供給空気から水分
及び二酸化炭素を除去するのに用いられるモルシーブ吸
収材と反応させるのに必要なものである。もし反応材ガ
スが不要であれば、その時は流れ１２４が廃ガスとして
大気中に放出される。
ライン１２６にある２番目の横方向の流れは、冷凍材を
回収するために熱交換器３０で暖められ、ライン１３２
を通じて廃ガスとして放出される。
最終的には、低圧塔３６からのオーバヘッドはライン１
３４を通じて除去され、冷凍材を回収するために熱交換
器３０で暖められる。このライン１３６にある暖められ
たオーバヘッドは冷凍材を回収するために熱交換器１２
でさらに暖められ、ライン１３８を通じて、低圧窒素生
産物として除去される。
今までは一般的に、上記のような蒸溜塔は、蒸溜トレー
付の塔を用いている。選択したサイクル、生産物量、能
力と資金の相対比等に依存するけれども、典型的な理論
的トレー数は、高圧塔、低圧塔及びアルゴン塔では各々
５０，７０．４０となっている。
分離の効率を増加させるために、特別に設計された蒸発
トレーが塔内で用いられる。この蒸発トレーは御飯的に
は４から８インチの範囲の大きさで設計されている。穴
の面積は典型的には、トレー面積の５から１５％になっ
ている。与えられた圧力損失で特性を最大限にするのに
、各トレーに共通に多数のワイヤーを与えるように設計
している。
多数のワイヤーが存在するここによる液量の低減は点効
率の低下となる。最適な設計は、典型的に、理論的分離
段当りの圧力損失が、１５から３０インチ／理論的分離
段の範囲である。
低圧塔中の理論的分離段当りの圧力損失の低減は、高圧
塔中の圧力を低減し、同じく再熱器−凝縮器の温度も下
げる。高圧塔の圧力を低減することは順々に供給空気圧
縮器のエネルギー消費量を低減する。
蒸発トレーで到達できる値よりかなり低い理論的分離段
当りの圧力損失を与える蒸溜装置は、空気の液化分離に
かなりの価値がある。
液化産業界では、理論的分離段数当りの圧力損失を低減
する１つの方法は、蒸溜トレーの自由空間比率を増やす
ことと言われている。しかしなから、自由空間比率が０
２を越え、表面速度が適正なトレー空間でトレーのあぶ
れを防がれるように十分低いならば、かなりの液滴が生
じてしまう。
この結果、塔の特性がかなり悪化する。
この発明での解決策は、構造化された又は整然とした充
てん材を用いることである。
構造化された又は整然とした充てん材という言葉は気体
の流れと反対方向で表面上を液体が流れ、その表面では
主要な流れの方向と垂直な方向に液体及び／又は蒸気の
混合を促進させ、低圧力損失で高い物量移動ができるよ
うに配置することである。
整然とした又は構造化された充てん材の例とししては、
米国特許第４．１２８．６４８．４．１８６．１５９．
４，２９６゜０５０．４，４５５，３３９．４，４９７
．７５１．４，４９７．７５２及び４，４９７゜７５３
号に公開されており、それらの仕様はここでは標準とし
て採用している。
これらの米国特許は構造化された（整然とした）充てん
材の特定の例を公開しているが、それらは、例の完全な
リストは示していない。注意すべきことは、あるタイプ
の構造化された充てん材が他のものよりもすぐれている
ということを示したものではない、すべてのタイプの構
造化された充てん材にこの発明が適用できると信じてい
る。これら充てん材要素の特性は炭化水素の分離に適正
であるとよく知られているが、これの空気の液化分離に
用いた技術的な提案はない。
すでに述べたように、この発明は基本的に、低圧塔及び
アルゴン塔のすべての部分において、以前に使われてい
た蒸発トレーをｔｔ４造化された充てん材に置き代える
ことである。しかし、高圧塔中のトレーの構造化された
充てん材への置き代えはさらにエネルギー節約の効果が
ある。予期されなかったトレーの構造化された充てん材
への置き代えの利点を次に示す。
構造化された充てん材の利用から導かれる第１の利点は
、圧力損失が蒸発トレーで達成できる理論的分離段当り
の最小値より低くできることである。蒸発トレーは液体
を通って気泡が生じる安定な２相流体構造を維持するの
に必要な限界がある。
このように、気化装置を通過する液体の圧力損失を十分
に保つことが、液体の逆流を防ぐために必要である。こ
の逆流は液滴を生じさせ、下方のトレーに上のトレーか
ら液が流れる。この安定性を達成するための最小圧力損
失は理論的分離段当り約１８５インチである。構造化さ
れた充てん材では、液体と気体の流面間に物量の移動が
起こり、これは気泡安定化の限界の影響をうけない、こ
のように構造化された充てん材を用いることにより、圧
力損失を理論的分離段当り０２〜０５と低くすることが
できる。
結果として、酸素、アルゴン（及び窒素）を生産する液
化蒸溜プロセスで供給空気圧力をより低くすることがで
きる。この圧力の低減はこのプロセス用の圧縮機のエネ
ルギー消費量を減らすことができる。空気の圧縮エネル
ギーの節約分の少量の部分はこの低圧力からその利用圧
力まで結果的には圧縮される酸素生産プロセスのより低
圧により相殺される。このプロセスで生産されるアルゴ
ンは、より低い生産物の圧力には影響されない。
それは、アルゴンは液体まで凝縮され、液体の静的ヘッ
ドか貯蔵の方へ移されるのに用いられるからである。
蒸溜システムの圧力を低減することの２番目の重要な結
論は、酸素に対する相対的なアルゴン及び窒素の増加速
度である。
これは蒸溜プロセスにおいてアルゴンの分離を改善し、
このシステムの塔間の構成要素分布を変える。この改善
された分離は、予期されていなかったエネルギー上の利
点である。塔システムにおいて蒸溜トレーを用いたでの
条件と比較してもかなりの多くのアルゴンを回収できる
。複雑な蒸溜システムから回収される生産物は蒸溜段数
、システム全体を通しての圧力及び構成要素分布の効果
によって決められる。
［実　施　例］ 上記の利点を実証するために、次の例は第２図のプロセ
スについて計算されている。第２図のプロセスは説明に
はより好ましいベースとして選ばれている。それは、こ
のプロセスがアルゴンの回収量を最大限にするようにＲ
ＩＭ化されたものであり、第り図のプロセスは酸素のｎ
、′ｉ！ｉな経済的生産になっている。第２図のプロセ
スでは、窒素の流れは供給空気の１０％相当の流量で高
圧塔から除去されることが仮定されており、このように
比較計算用に蒸溜システムに対し比較できる条件を与え
ている。蒸溜段数の違いはカラムシステム全体を通して
比例して影響を与えている。圧力の変化による外部冷却
ボックスの小さな変化は外部供給源から冷凍材を増やし
たり減少したりする必要性から相殺されている。比較の
ベースを与えるために、トレーを用いた３塔分離プロセ
スの挙動が計算され、それを酸素回収量の変化として第
１表に示す。
予想されるように、連続した増加が示されている。変化
の割合が小さいのは、酸素の生産効率が非常に高いこと
による。アルゴンの回収量についての蒸溜トレー数増加
の影響の計算結果は、次の第２表に示す。この計算のベ
ースは第２図のプロセスである。
アルゴン回収について蒸溜トレー数の増加の影響は酸素
の回収と比べると大きく異なっていることがわかる。ア
ルゴン回収量は最初増えるが、あるところで最大値を通
過してしまうことがわかる。
ｙ１造化された充てん材が、蒸溜システムにおいて部分
的又は全体的にトレーと置き代えた時に、おどろくべき
結果が得られた。アルゴン回収量が蒸溜段数に合わせ連
続的に増加し、その量は蒸溜トレーで達成し得る最大値
よりかなり多いことがわかった。この結果は、アルゴン
の経済的価値が高いことによりとても重要である。
蒸溜トレーの全量又は部分的はｔｆ４造化された充てん
材への置き代えの結果を第３表に示し、第３図に第２表
との比較を示す。トレーの部分的な充てん材への置き代
えは米国特許願第０７／１３２．５３５号に示されてい
る構成要素の範囲に対応している。
この構成要素の範囲はアルゴンの濃度が約０．６から約
７５体積パーセントの範囲内である。第３表を次に示す
。
第３図及び第２表と第３表の解析かられかるように、ト
レーの部分的１代えでは、分離段の総数か設計の１０５
％まで増加することで、すべて蒸溜トレーで最大限に可
能なアルゴン回収量より多くのアルゴンを回収てきる。
それに加え、低圧塔及びアルゴン枝塔を通しての充てん
材の利用は常に餞良のトレーシステムより良い結果とな
る。この利点の大きさは供給空気中のアルゴンから回収
できる最大限の理論値の増加分を比較することにより説
明することができる。回収割合の増加を第４表及び第４
図の示す。
塔中の理論的　　　１００　１２０　１５０　２００分
離段数、設計％　−ビニ一 すべてトレー　　　０　　４４．８　６０．２　３０．
０部分的に充てん材５２．２　８／Ｃ８８，４９０，４
すべて充てん材　７３．５　８／Ｃ９２，５Ｎ／ＣＮ／
Ｃ−計算せず 第４表及び第３図から示される注目すべきかつ予期され
なかった結果は、充てん材を用いることによって、アル
ゴン回収量が理論的最大値の９０％以上まで達成できた
ことである。トレー蒸発段ではトレーをいくら増やして
も理論的最大値の６０％しか達成できなかった。
アルゴンは空気中に少量存在し、液体酸素プラントから
生産されるアルゴンの価値は非常に高い。
アルゴンの他の原料には、アンモニアパージガス等があ
り、多量の投入エネルギー及び分離の効果に対する多量
の資金が必要になる。このように空気分離プラントから
付加的にアルゴンが生産できることはプロセスの運転に
非常に大きな経済上の利点を構成する。アルゴンはそれ
ゆえこのプロセスから生産される酸素以上にかなりのプ
レミアを生じさせている。
空気の分離における生産コストの主要な構成要素は供給
空気と生産物の圧縮に要するエネルギーである。異なっ
たプロセスの相対的な経済上の利点を評価するのに簡便
な手法は生産物の単位量当りのエネルギーを比較評価す
ることである。アルゴンはプレミアの価値があるため、
酸素に対するアルゴンの重量当りの必要エネルギーが簡
便である。これは、酸素に対してのアルゴンの発生量が
何倍かという量を用いることが良いと思われる。
このような量は例えば、アルゴンの生産価値は酸素の生
産価値の５倍である。このように、異なったプロセスか
らの生産物について単位当りの生産エネルギーを与える
ことができ、これでプロセスのエネルギー効率を比較す
る。
［発明の効果］ この発明の利点を示すなめに、第１図のプロセスに関し
て、トレー、部分的充てん材、すべて充てん材について
そのエネルギー消費量を相対的に比較するための計算を
実施した。この計算では、蒸溜システムへ供給される空
気の圧縮の等温変化エネルギーを決定すること及びシス
テムから放出される酸素が過圧状態であることを保証す
ることによってのみ蒸発フ゛ロセスでのエネルギー比較
を仮定した。標準圧力は１４．５ｐｓｉａを仮定した。
このように酸素及びアルゴンの単位生産量当りの必要エ
ネルギーとは計算される。
ここで、Ｚは酸素に対するアルゴンの価値についての重
み付はファクター、５を仮定している。
Ｔ、は圧縮力を決めるための外気温 Ｒは気体定数 ｐ　ｒｅｆは気体圧縮についての標準圧力、１４．５ｐ
　ｓｌａを仮定 Ｐ、Ｉｒ及びＰゆ２は各々塔内での空気及び酸素圧力 ｒ０２がｒＡｒは各々、供給空気フローのモル分率とし
て表現される酸素とアルゴンの回収量εの値は設計ケー
スに対応して計算され、すべてトレーの蒸溜システムで
は、低圧塔の圧力損失は０．０７６６ｐｓｉ／理論的ト
レー、アルゴン枝塔では００９Ｓｐｓｉ／理論トレーと
なっている。
充てん材では、各々、０．０１７５ｐｓｉ／理論的分離
段及び０．０１４８ｐｓｉ／理論的分離段でもある。蒸
溜段数の関数としてεの変化のパーセント割合の計算結
果が第５表に示されている。
必要エネルギーε／Ｒい： 全てトレー　　　　７．１１５　７．１２１７．２６６
　７．６０９部分的充てん材　６．６２７　　Ｎ／Ｃ６
，６６９６，７９１全て充てん材　　６．３９５　　Ｎ
／Ｃ６，３９５Ｎ／Ｃ物量の移動を強化６．３８７　６
．３７７０１１６％全てトレー　　　　０　　−．０．
８　−２．１　−６．９部分的に充てん材　６．９　　
Ｎ／Ｃ６，３４，６全て充てん材　　１０．Ｉ　　Ｎ／
ＣＩｏ、Ｉ　　Ｎ／Ｃ物量の移動を強化１０，２　１０
．４０ｉ１６％第５表はもうひとつの驚くべき結果を示
している。蒸溜プロセスにおける分離段数が増加すると
、圧力損失に結びついてエネルギーペナルティ−が生し
ることが今までに予測されている。このことは、トレー
数を２倍にすると相対的なエネルギーペナルティが、蒸
溜トレイシステムについては約７％になることが示され
ている。同様に、アルゴンの組成範囲が約０．６から約
７５％体積パーセントの間において、充てん材により部
分的にトレーが置き代わることにむすびついて、エネル
ギー利点は分離段数の増加に伴い減少する。
しかしなから、すべてが充てん材の場合に関しては、分
離段数が５０％増加するまで、非常に大きく一定の１０
％以上のエネルギー利点が観測されている。このことは
、アルゴン回収量が理論的最大値の９０％と改善された
こととさらに最大値のエネルギー節約が達成されている
。
前述のすべてのにおいて、充填塔が、現在の理論的相関
関係から計算されるような圧力損失挙動で運転されると
仮定している。しかしなから、米国特許願第０７／１３
２．５３５号に示されている酸素／アルゴン回収作業に
用いられる充てん材が予想される物量移動特性が高さに
関して２０％良いとしている。この利点を前記の計算に
、高さ低減による圧力損失の低減から設計蒸溜段数での
エネルギー節約量を決めるか、同じ高さの充てん（物量
の移動なしに理論的分離段の設計数として同じ圧力損失
）に関しての生産エネルギー及び生産の利点を計算する
ことによってつけ加えられる。
これらの計算結果は第５表に示しである。この結果は最
大限の利点が特定の蒸溜段数を用いることによって、生
産エネルギーが１０９％節約され特性が改善された。
【図面の簡単な説明】
第１図及び第２図はアルゴン及び酸素を生産する典型的
蒸溜システム分離プロセスの概要の図式、第３図は、理
論的最大値の相対数に対する供給空気中のアルゴンパー
セント割合としてのアルゴン回収量のプロット図、第４
図は、理論的な蒸溜段の相対数に対する理論的最大値の
パーセント割合としてのアルゴン回収量の増加量のプロ
ット図である。 特許出願人　エアー、７０ダクツ、アンド、ケミカルス
、インコーホレーテッド ＦＩＧ、Ｊ 理笥宵ｔフ互ｉ苓’ｉの穀τｒ％

Claims (4)

    【特許請求の範囲】
  1. （１）統合蒸溜システムの各塔が低圧塔と低圧塔と全体
    的につながったアルゴン枝カラムである統合複数塔蒸溜
    システムにおいて液化蒸溜で酸素、窒素及びアルゴンか
    ら成る混合ガスを分離するプロセスにおいて、液相流と
    蒸気相流が密着し、それゆえ物量の移動が行われ、この
    システムが、構造化した充てんを用いて低圧塔及びアル
    ゴン枝塔での液相及び蒸気相の流れを密着することによ
    りアルゴン回収量を増加させることを特徴とする酸素及
    びアルゴン回収用の充てん塔を用いた空気分離プロセス
    。
  2. （２）統合複数塔蒸溜システムは高圧塔に低圧塔及びア
    ルゴン枝塔を加えた３塔蒸溜システムであることを特徴
    とする請求項１による充てん塔を用いた空気分離プロセ
    ス。
  3. （３）酸素ガスが低圧塔から直接生産されることを特徴
    とする請求項２による充てん塔を用いた空気分離システ
    ム。
  4. （４）液体酸素か低圧塔から生産、除去され圧縮供給空
    気に対して蒸発することを特徴とする請求項２による充
    てん塔を用いた空気分離システム。
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