NO169197B - Fremgangsmaate for separering av argon/oksygenblandinger ved kryogen destillasjon - Google Patents

Fremgangsmaate for separering av argon/oksygenblandinger ved kryogen destillasjon Download PDF

Info

Publication number
NO169197B
NO169197B NO88885528A NO885528A NO169197B NO 169197 B NO169197 B NO 169197B NO 88885528 A NO88885528 A NO 88885528A NO 885528 A NO885528 A NO 885528A NO 169197 B NO169197 B NO 169197B
Authority
NO
Norway
Prior art keywords
argon
column
oxygen
data
pressure
Prior art date
Application number
NO88885528A
Other languages
English (en)
Other versions
NO169197C (no
NO885528L (no
NO885528D0 (no
Inventor
Douglas Leslie Bennett
Keith Alan Ludwig
George Shaun Witmer
Charles Mitcell 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=NO169197(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 NO885528D0 publication Critical patent/NO885528D0/no
Publication of NO885528L publication Critical patent/NO885528L/no
Publication of NO169197B publication Critical patent/NO169197B/no
Publication of NO169197C publication Critical patent/NO169197C/no

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

Foreliggende oppfinnelse vedrører en fremgangsmåte for separering av blandinger innbefattende nitrogen, oksygen og argon ved kryogen destillasjon, der det i et destillasjons-kolonnesystem som har minst én kolonne, blir en væske-fasestrøm inneholdende oksygen og argon, og en dampfasestrøm inneholdende oksygen og argon, ført i intim kontakt i minst én region av destillasjonskolonnesystemet hvor argonkonsentrasjonen er innenfor området fra 0,6 til 75 volum-#, som derved muliggjør masseoverføring som anriker vaeskefasestrøm-men med oksygen og fjerner argon fra væskefasestrømmen, og anriker dampfasestrømmen med argon og fjerner oksygen fra dampfasestrømmen.
Det eksisterer mange kjente fremgangsmåter for separasjon av luft ved kryogen destillasjon til bestående komponenter, representative blant disse er US-patent nr. 3.729.943, 4.533.375, 4.578.095, 4.604.116, 4.605.427 og 4.670.031.
I tillegg er eksempler på strukturerte eller ordnede pakninger kjent innenfor fagområdet, og representative blant disse er 4.128.684, 4.186.159, 4.296.050, 4.455.339, 4.497.751, 4.497.752 og 4.497.753.
Foreliggende oppfinnelse vedrører en forbedring av en fremgangsmåte for separering av blandinger som innbefatter oksygen, nitrogen og argon (f.eks. luft) ved kryogen destillasjon. Oppfinnelsen er følgelig kjennetegnet ved at den intime kontakten til nevnte væske og dampfasestrømmer i nevnte region blir oppnådd ved anvendelse av en strukturert pakking og at den densimetriske gasshastighet i nevnte region er minst 1,8 cm/sek.
Destillasjons-kolonnesystemet som anvendes i foreliggende oppfinnelse omfatter en høytrykk-kolonne, en lavtrykk-kolonne og en argon-kolonne, og nevnte region er i lavtrykk-kolonnen.
Alle regioner anvender strukturert pakking og opereres ved nevnte densimetriske kunstige gasshastighet.
Fremgangsmåten ifølge foreliggende oppfinnelse kan også bli anvendt for å separere blandinger som ikke inneholder nitrogen. Figur 1 er et skjematisk diagram av en vanlig luftseparasjonsfremgangsmåte med tre kolonner som produserer argon og oksygenprodukter. Figur 2 er et plot av den målte hele gassfasemasse-overførings-koefflsienten mot den forutsatte korrelerings-verdien. Figur 3 er et plot av høydeekvivalenten til en teoretisk plate mot den densimetriske kunstige gasshastigheten for oksygen/argon-separasJ oner.
Forbedringen ifølge foreliggende oppfinnelse, er hovedsakelig anvendelse av en strukturert pakning i steden for destillasjonsbunner, ihvertfall i de regionene av destillasjonskolonne-systemet hvor argoninnholdet er i området på omtrent 0,6 til omtrent 75 volum-#, og hvor den densimetriske overfladiske gasshastigheten er minst 1,8 cm/sek.
Kryogen separasjon av luft for å fremstille nitrogen, oksygen og argonprodukter, blir for eksempel vanligvis utført i et destillasjonssystem med tre kolonner. Disse tre kolonnene blir betegnet kolonne med høyt trykk, kolonne med lavt trykk og argonkolonne. Eksempler på luftseparasjonsfremgangsmåter som separerer argon og oksygen og som fremstiller begge som produkter, er vist i US-patent nr. 3.729.943, 4.533.375, 4.578.095, 4.604.116, 4.605.427 og 4.670.031. Beskrivelsene er inkorporert heri som referanse. Et arbeidsdiagram for entypisk luftseparasjonsfremgangsmåte som fremstiller oksygen og argonprodukter, er illustrert i figur 1.
Med referanse til figur 1, blir komprimert luft, som er blitt avkjølt til avkjølende vanntemperatur og hvor urenheter er blitt fjernet som eventuelt fryser ved kryogen temperatur, f.eks. vann og karbondioksyd, blir tilført via linje 10 til varmeutveksler 12, hvori det blir avkjølt til strømmens dugg-punkt. Denne avkjølte, komprimerte luften som er fri for urenheter, nå i linje 14, blir deretter fordelt til to porsjoner. Første porsjonen blir tilført via linje 16 til en lavere beliggenhet i kolonne 18 med høyt trykk. Den andre porsjonen, i linje 20, blir ytterligere fordelt i 2 porsjoner. Den første porsjonen blir tilført til argonproduktfordamper 94, via linje 21 og den andre porsjonen blir tilført til og kondensert i produktfordamper 22 for å tilveiebringe koking av flytende oksygen i oppsamleren som omgir produktfordamper 22, og fjernes fra produktfordamper 22 via linje 24. Den kondenserte væsken, i line 24, blir deretter separert i to porsjoner, den første porsjonen som blir tilført som føde til en mellomliggende beliggenhet i kolonne 18 med høyt trykk, via linje 26, og den andre porsjonen, i linje 28, som blir subavkjølt i varmeutveklser 30, trykkavlastet i J-T ventil 32 og tilført til en mellomliggende beliggenhet i kolonne 36 via linje 34.
Det overliggende blir fjernet fra kolonne 18 med høytrykk via linje 40, og deretter fordelt i to porsjoner. Den første porsjonen blir oppvarmet i hovedvarmeutveksler 12 for å oppnå kjøling og deretter fjernet som nitrogenprodukt med et trykk via linje 44. Den andre porsjonen blir tilført via linje 46 til rekoker/kondensator 48, beliggende i bunnen av kolonne 36 med lavt trykk hvori den blir kondensert og fjernet via linje 50. Denne kondenserte rene nitrogenstrømmen blir fordelt i tre porsjoner. Den første porsjonen blir matet via linje 52 til toppen av kolonne 18 med høyt trykk for å tilveiebringe tilbakestrømming til kolonne 18 med høyt trykk. Den andre porsjonen blir fjernet som flytende nitrogenprodukt via linje 54, og den tredje porsjonen, fjernet ved linje 56, blir subavkjølt i varmeveksler 30, trykkavlastet i J-T-ventil 58 og tilført til toppen av kolonne 36 med lavt trykk via linje 60, for å tilveiebringe en ren nitrogentilbakestrømming til topphattdelen av kolonne 36 med lavt trykk.
Oksygenanrikede væskerester fra kolonne 18 med høyt trykk, blir fjernet via linje 62. Denne strømmen blir kombinert med strøm 100, en kondensert luftstrøm fra argonproduktfordamper 94, for å danne kombinert oksygenanriket væskestrøm 64. Denne kombinerte væskestrømmen blir subavkjølt i varmeutveksler 30, og deretter fordelt i to substrømmer. Den første substrømmen, linje 66, blir trykkavlastet i J-T ventil 68, og tilført i en øvre mellombeliggenhet til kolonne 66 med lavt trykk. Den andre substrømmen, linje 70, blir trykkavlastet i J-T ventil 71, og tilført til oppsamleren som omgir kondensator 86 beliggende på toppen av argonkolonne 72 for å tilveiebringe avkjøling for kondensator 86. Det gassformige overliggende materialet blir fjernet fra den overliggende delen av oppsamleren via linje 74, og blir kombinert med væsken fjernet fra oppsamleren via linje 76 for å danne den kombinerte strømmen 78. Denne kombinerte strømmen 78 blir tilført til en mellomliggende beliggenhet av kolonne 36 med lavt trykk.
En sidestrøm blir fjernet fra en lavere mellomliggende beliggenhet av kolonne 36 med lavt trykk via linje 80, og tilført til en lavere del av argonkolonne 72. Bunnvæsken fra argonkolonne 72 blir returnert til kolonne 36 med lavt trykk i samme beliggenhet som sidestrøm 80 hylle for å tilveiebringe intermediær kolonnetilbakestrøm. Overliggende argon blir fjernet fra argonkolonne 72 via linje 84, kondensert i kondensator 86 og fordelt i to porsjoner. Den første porsjonen blir returnert til toppen av argonkolonne 72, via linje 90 for å tilveiebringe tilbakestrømming til argonkolonne 72. Den andre porsjonen blir fjernet og tilført via linje 92 til argonproduktfordamper 94. Argongassprodukt blir fjernet fra produktfordamper 94 via linje 96 og argonvæske-produktet blir fjernet fra produktfordamper 94 via linje 98.
En bunnvæskestrøm blir fjernet fra kolonne 36 med lavt trykk (bunnoppsamleren som omgir rekoker/kondensator 48) og tilført til oppsamleren som omgir produktfordamper 22 via linje 102. Det gassformige oksygenproduktet blir fjernet fra det overliggende fra oppsamleren som omgir produktfordamper 22 via linje 106, oppvarmet for å oppnå avkjøling i hovedvarmeutveksler og fjernet som gassformlg oksygenprodukt via linje 108. Et væskeoksygenprodukt blir fjernet fra en lavere del av oppsamleren som omgir produktfordamper 22 som flytende oksygenprodukt via linje 104.
En væskesidestrøm blir fjernet via linje 110 fra en mellomliggende beliggenhet i kolonne 18 med høyt trykk. Den urene væskesidestrømmen blir subavkjølt i varmeutveksler 30, trykket blir redusert og tilført som tilbakestrømming av en øvre del av kolonne 36 med lavtrykk med linje 112. I tillegg blir en gassformlg sidestrøm fjernet via linje 114 fra en lignende beliggenhet i kolonne 18 med høyt trykk. Denne sidestrømmen blir oppvarmet i hovedvarmeutveksler 12 for å tilveiebringe avkjøling og arbeidsutvidet i utvider 116 for å oppnå avkjøling. Denne utvidede strømmen er nå i strøm 118.
En gassformlg sidestrøm blir fjernet via linje 120 fra en øvre beliggenhet av kolonne 36 med lavt trykk og fordelt i to porsjoner. Den første porsjonen, i linje 22, ble varmet i varmeutveksler 12 for å oppnå kjøling, anvendt som reaktiveringsgass og fjernet fra prosessen via linje 124. Reaktiveringsgass er nødvendig for å reaktivere en mol-siktadsorpsjonsenhet som blir anvendt for å fjerne vann og karbondioksyd fra komprimert tilførselsluft. Hvis det ikke er nødvendig med reaktiveringsgass, kan strøm 124 bli ventilert til atmosfæren som spillgass. Den andre delen av sidestrøm-men, linje 126, blir oppvarmet i varmeutveksler 30 for å oppnå kjøling og kombinert med utvidet strøm 118 for å danne kombinert strøm 130. Denne kombinerte strømmen 130, blir deretter varmet i varmeutveksler 12, for å oppnå eventuelt gjenværende kjøling, og ventilert som spillgass via linje 132.
Til slutt blir det overliggende fra kolonne 36 med lavt trykk, fjernet via linje 134 og varmet i varmeveksler 30 for å gjenopprette kjølingen. Dette oppvarmede overliggende, nå i linje 136, blir videre varmet i varmeveksler 12 for å oppnå eventuell gjenværende kjøling og fjernet som nitrogenprodukt med lavt trykk via linje 138.
Destillasjonskolonnene i fremgangsmåten ovenfor ville anvende kolonner med destillasjonsbunner. Avhengig av den valgte cyklusen, produktfremstillinger og relative verdier når det gjelder energi og kapital, er vanlige teoretiske fatverdier for kolonnen med høyt trykk, kolonne med lavt trykk og argonko1onnen; 50, 70 og 40 respektivt. Vanligvis er spesielt konstruerte destillasjonsbunner blitt anvendt i kolonnene for å tilveiebringe separasjon. Disse destillasjonsbunnene er generelt konstruert ved at bunnene er i en avstand på fra 10,2 cm til 20,3 cm. I store anlegg blir siktbunner vanligvis anvendt. Hele området er vanligvis på fra 5 til 1556 av fatdekket. For å maksimalisere yteevnen ved et gitt fall i trykk, er konstruksjoner som tillater multiple dammer på hvert fat vanlig. Reduksjon i væskeinnholdet forårsaket av tilstedeværelse av multiple dammer, resulterer i et tap av punkteffektivitet. En optimalisert konstruksjon vil vanligvis tilveiebringe et trykkfall pr. teoretisk separasjonstrinn på fra 3,8 cm til 7,6 cm væske pr. teoretisk separasjonstrinn. En ytterligere reduksjon i trykkfall pr. teoretisk trinn vil redusere det nødvendige utløpstrykket til mateluftkompres-soren. Denne effekten er ikke bare viktig når det gjelder kolonner med høyt trykk, men er spesielt viktig i kolonner med lavt trykk. Dette oppstår på grunn av at en relativt forsiktig reduksjon av boblepunktet til den rekokende strømmen vil resultere i en vesentlig reduksjon i nødvendig trykk i toppen av kolonne av høyt trykk.
En destillasjonsanordning som ville tillate separasjon med en trykkreduksjon pr. teoretisk trinn som vesentlig er under det som kan oppnås med destillasjonsbunn, vil være av stor verdi for kryogen separasjon av luft.
I kryogen-industrien innbefatter en fremgangsmåte for å redusere trykkreduksjonen pr. teoretisk trinn å oke fraksjonen med åpent område på destillasjonsbunnen. Evis fraksjonen med åpent område økes utover 0,20, og den overfladiske hastigheten blir holdt tilstrekkelig lav for å forhindre bunnoversvømmelser ved fornuftige bunnavstander, vil vesentlig drypping oppstå. Dette resulterer i en betraktelig eduksjon av kolonnens yteevne.
Løsningen ifølge foreliggende oppfinnelse er å anvende rukturerte eller ordnede pakninger. Med uttrykket strukturert eller ordnet pakning, menes en pakning som vil fremme væske-og/eller dampblanding i en retning som er loddrett i forhold til den primære strømningsretningen. Eksempler på ordnede eller strukturerte pakninger er beskrevet i US-patent nr. 4.128.684, 4.186.159, 4.296.050, 4.455.339, 4.497.751, 4.497.752 og 4.497.753, beskrivelsene er korporert heri ved referanse. Disse patentene beskriver spesifikke eksempler på strukturerte (ordnede) pakninger, men de presenterer ikke en omfattende liste av eksempler. En bør merke seg at hensikten med foreliggende oppfinnelse er ikke å foretrekke en type strukturert pakning i forhold til en annen. Alle typer av strukturerte pakninger er ansett å være anvendbare i foreliggende oppfinnelse. En bør merke seg at yteevnen til disse pakningselementene er relativt godt kjent for hydrokar-bonseparasjoner, men innenfor kryogen separasjon av luft, er det ikke blitt foreslått en anvendelse av denne typen.
Siden ingen kjente data er tilgjengelige for kommersielle pakninger for kryogen separasjon av luft, krever evalueringen ved anvendelse av tilfeldig eller ordnet pakning i kryogen destillasjon av luft, anvendelse av mekanistiske modeller for bestemmelse av karaktertrekkene ved masseoverføring. Eksempler på slike mekansistiske korrelasjoner finnes i mange tekster, f.eks. R. E. Treybal, Mass Transfer Operation, kap. 3.
Utvikling av en slik korrelasjon krever eksperimentelle data for å tillate regresjon av de nødvendige konstantene. Ifølge den generelle tilnærmingen gitt i Treybal-referansen, er en korrelasjon for masseoverføringsgrad i en ordnet pakning gitt ved:
hvor:
Re - Reynolds-tall: uten dimensjon
Sc - Schmidt-tall. uten dimensjon
Sh - Sherwood-tall: uten dimensjon
dn - karakteristisk dimensjon for strøm: cm D = varmeledningsevne: cm^/sek
k ■= masseoverføringskoeffisient: g-mol/(sek)(cm<3>)(Akons.) v - overfladisk hastighet: cm/sek.
r - massehastighet til strømmen pr. enhet vidde:
g-masse/(cm)(sek)
>j = viskositet: g-masse(cm)(sek)
p = tetthet: g-masse/dm<3>
indeks g = dampfase
indeks 1 = væskefase
og ai, 0(2, , X2, Yi og Y2 er konstanter, og hlir tll-veiebragt fra numerisk regresjon av rådata i et bestemt system.
Verdiene for k^ og kg blir erstattet i et mellomliggende uttrykk for den helhetlige gassfasemasseoverførings-koffisienten:
hvor:
G = overfladisk dampmolarfluks: g-mol/(cm<2>)(sek)
Ky = helhetlig dampfasemasse-overføringskoeffisient:
g-mol/(sek)(cm<2>)(mol-fraksjon)
ky = kg(pg/Mg): g-mol/(sek)(cm<2>)(mol-frakksjon)
kx<K>]_(<p>;j_/Mi): g-mol/(sek)(cm2 ) (mol-fraksjon)
L overfladdisk væskemolarfluks: g-mol/(cm<2>)(sek)
m - stigningstallet for likevektslinjen: uten dimensjon M molekylvekt: g-mass/g-mol
Disse uttrykkene blir anvendt for å beregne høyden på den helhetlige gassoverføringsenheten: H^qg» nvor:
hvor:
H-toG " høyden til den helhetlige gassoverføringsenheten: cm
a = spesifikt område for et fiksert pakkesJikt:
(cm<2>)/(dm<3>)
og tilslutt høyden av pakningen som er nødvendig for å tilveiebringe et teoretisk separasjonstrinn kan bli beregnet:
hvor:
HETP = høyde av pakningen som er ekvivalent med en teoretisk plate
Denne tilnærmingen er generelt gyldig, og muliggjør beregning av yteevnen ved mange driftsbetingelser og systemer med varierende egenskaper.
For å demonstrere effektiviteten av foreliggende oppfinnelse for å tilveiebringe komparative data for andre systemer, og for å demonstrere gyldigheten av typiske mekanistiske tilnærminger til masseoverføring ved kryogen separasjon, ble masseoverføringsdata samlet for oksygen/nitrogen og oksygen/- argon-separasjoner, hvor konsentrasjonene til komponentene i tokomponent-separasjonssystemene ble variert over et vidt område.
Disse masseoverføringsyteevnedataene ble dannet ved anvendelse av to lignende apparaturer.
Den første apparaturen, en kolonne på 20,3 cm, ble anvendt for å utvikle en del av oksygen/nitrogen-dataene og alle oksygen/argon-separasjonsdataene. 20,3 cm diameter-kolonnen ble pakket med 2,74 m strukturert pakning. Apparaturene er innrettet på en slik måte at væsken blir tilført til toppen av kolonnen gjennom en tut, distribuert over det øverste laget av pakningen og strømmer nedover gjennom pakningsmatrl-sen. Væsken som renner gjennom bunnen av det pakkede sjiktet blir samlet og fjernet fra kolonnen. Damp blir tilført kolonnen gjennom en annen tut, og distribuert ved hjelp av en perforert pipe. Dampen beveger seg oppover gjennom pakningen motstrøms i forhold til væsken. Dampen forsvinner gjennom en tut i toppen av kolonnen. I løpet av driften av apparaturen (i en resirkulerende sirkel-modell), strømmer overliggende damp fra kolonnen direkte til en kondensator. Denne kondensatoren består av 5 2,5 cm i.d. kobberrør med en lengde på 13,41 m og spiralrullet inne i et flytende nitrogenbad. Trykket til dette nitrogenbadet kontrollerer kondenserings-temperaturen og dermed trykket i kolonnen. Den kondenserte dampen fra kondensatoren blir tilført kolonnen som væske. Damptilførsel til kolonnen blir tilveiebragt ved koking av væskene fjernet fra bunnen av kolonnen i en elektrisk oppvarmet termosyfon-rekoker. Ved variering av varmeinnskud-det til rekokeren, forandrer hastigheten som dampen blir produsert ved. Denne damphastigheten kontrollerer gjen-nomløpet av damp og væske i kolonnen.
Den andre apparaturen ble bare anvendt for å frembringe nitrogen/oksygen-temperaturdata. Denne kolonnen hadde en diameter på 1,52 m, og er pakket med 2,84 m strukturert pakning. Som med den første apparaturen, ble væsken innført ved toppen av kolonnen og distribuert over topplaget av pakningen. Damp innføres rett under pakningen gjennom en dampfordeler. Væsken og dampen kontakter hverandre motstrøms på samme måte som i den første apparaturen. Strømmene i denne apparaturen blir ikke resirkulert. Den mettede damptilførselen blir tilført ved hjelp av en ytre kilde. Væsketilførselen har også utvendig forhold til temperaturen. Disse strømningene ble direkte kontrollert av ventiler i væsketilførselsrørene og damputløpsrørene.
Oppsamling av data var i vesentlig grad identisk i begge apparaturene. Først ble damp og væskestrømmene justert for å oppnå de ønskede hastighetene innenfor kolonnen. Deretter ble den overliggende damprenheten og bunndamprenheten registrert helt til utstyret ble drevet til likevekt, dvs. ingen av disse renhetene ble forandret med tid. Ved oppnåelse av likevekt, ble de overliggende og bunndamp og væskesammen-setningene anlysert og sammenseetningene ble notert. Med kjennskap til strømningshastighetene og sammensetningene av alle strømmene som går inn i og forlater kolonnen, ble en multikomponent destillasjonskomputersimulering utført. Simuleringen bestemte antall teoretiske trinn innenfor kolonnen. Denne verdien ble fordelt i den totale pakkede høyden for å tilveiebringe dataverdiene for HETP. For å tilveiebringe nøyaktige dataanalyser for kolononnen på 20,3 cm, ble alle eksperimentene kjørt ved et L/G-forhold på ~1,0.
Ved evaluering av de samlede dataene, sammenligner fig. 2 den helhetlige gassfasemasse-overføringskoeffisienten (Kg x a) forutsatt ved hjelp av korrelasjonen presentert i denne anvendelsen med de målte dataene. Dataene i fig. 2 er fordelt i tre grupper: nitrogen/oksygen, hvori oksygenkonsentrasjonen varierte fra 2 vppm til 50 volum-#, (illustrert ved hjelp av en firkant), veldig høy argon/oksygen, hvori argonkonsentrasjonen varierte fra 82,5 til 97 vel-#, (illustrert ved en sirkel) og oksygen/argon, hvori argon varierte fra 0,6 til 85 vol-£, (illustrert ved hjelp av en skravert diamant).
Nitrogen/oksygen-dataene er en kokompilasjon av data fra en kolonne med en diameter på 20,3 cm drevet ved 206,8 KPa, og en kolonne med diameter på 1,52 m drevet ved 124,11 KPa. Sammensetningene til disse data varierte fra 50 vol-# oksygen i nitrogen til 2 vppm oksygen i nitrogen. På grunn av at utvikling av denne korrelasjonen var basert på disse data, er i overensstemmelsen mellom dataene, som ventet, veldig gode. Dataene og korrelasjonen stemmer vanligvis godt innenfor ±10%. De få punktene i den øvre høyre delen som utviser ytterligere spredning og som faller over +1056 linjen, drives ved en veldig høy væske- og dampgjennomstrømming. Disse dataene er uvanlige av to grunner. For det første var de store væskehastighetene i overkant av kapasiteten til fordeleren. Dermed ble væsken ikke distribuert riktig over kolonne-tverrsnittet. Dette forårsaker dårlig yteevne i pakkede kolonner. For det andre indikerer de høye væske- og damphastighetene at driften ble utført veldig nære ved over-svømmelsespunktet til kolonnen. Dette forårsaker fenomener så som tilbakeblanding av væsken, medføring og innvendig feildistribusjoner innenfor pakningen. Alle disse faktorene kan ha medført tap i yteevnen. Det å drive en pakket kolonne så nære oversvømmelsespunktet blir vanligvis ikke utført. Derfor ble korrelasjonen basert på de fundamentale mekanismene som dominerer det normale driftsområdet til gjen-nomløpet. Mangel på i overensstemmelse nær oversvømmel-sespunktet indikerer gyldigheten av korrelasjonen i steden for problemene med denne. I tillegg forutsier korrelasjonen nøyaktig yteevne for en faktor på ~2 forandring i trykk og en faktor på 7,5 i kolonnediameter og for en mengde sammen-setninger .
Argon/oksygen-data ble målt i den samme 20,3 cm kolonnen som ble anvendt for å danne en del av nitrogen/oksygen-dataene. Sammensetningsområdet til disse dataene er 82,5 - 97 volum-56 argon og det gjenværende er oksygen. Disse data ble tilveiebragt ved 206,8 KPa. Som vist ved paritetsplotet i fig. 2, stemmer disse datene veldig godt overens med korrelasjonen. Disse dataene er i overensstemmelse med nitrogen/oksygen-dataene. På grunn av at korrelasjonen ikke regrederte med disse data, indikerer det gode i overensstemmelsen at de fundamentale mekanismene anvendt i denne korrelasjonen nøyaktig beskriver adferden til disse dataene.
Det tredje settet av data presentert i fig.2 er oksygen/- argon-data. Disse dataene ble registrert over 0,6 - 85 volum-56 argon i oksygenkonsentrasjonsområdet. Disse dataene ble registrert i den samme 20,3 cm-kolonnen som ble anvendt for nitrogen/oksygen-dataene og den høye konsentrasjonen av argon i oksygen som ble diskutert tidligere. Disse data utviser klart en omfattende forbedring når det gjelder yteevne i forhold til alle andre data. De fleste dataverdiene er generelt mer enn 1056 bedre enn de antatte verdiene fra korrelasjonene. I tillegg utviser dataene en markert annen stigning enn alle de andre dataene. Dette er en annen indikasjon på at det er en tilleggsmekanisme som forsterker masseoverføringsyteevnen i dette området av argonkonsentra-sjonene i oksygen. Denne forsterkningen øker når gjennomløpet i kolonnen øker.
Når det gjelder korrelasjonen og beregning av HETP-er, er en regresjon av dataene for nitrogen-oksygen-systemet følgende verdier for de nødvendige konstantene.
Verdiene for HETP beregnet fra denne korrelasjonen for nitrogen-oksygen-systemet varierer fra 25,4 cm til 30,5 cm.
Ytterligere data med argon/oksygen-blandinger med konsentrasjoner på 82,5 - 97 volum-56 argon gir HETP-verdier fra 19,3 cm til 20,8 cm. Igjen, forutsigelsene ved anvendelse av korrelasjonen basert på nitrogen/oksygen-databasen er fra 19,3 cm til 20,8 cm. Samsvaret til forutsigelsene fra nitrogen/oksygen-baserte korrelasjonen med denne høye argoninneholdende data-basen, viser klart den generelle anvendbarheten av denne typen av mekanistisk basert korrelasjon.
De ovenfor beregnede verdiene til HETP, i tillegg til det store antallet av nødvendige, teoretiske trinn, viser klart at anvendelse av den testede strukturerte pakningen ville kreve kolonner med vesentlig økning i kolonnehøyde i forhold til det som er mulig med en fatkolonne. Dette vil bli vesentlig dyrere sammenlignet med kolonnen som anvender konvensJ one lie kryogende s t i 11 as J onsbunn.
Derimot har tester som separerer oksygen fra argon hvor argoninnholdet var mellom 85% og 0,6#, vist en omfattende og uventet forbedring i separasjonsevnen. HETP kan være lav som 17,3 cm, når den ventede (forutsatte) verdien er 21,6 cm. Fig. 3 viser klarere den omfattende forbedringen av mas-seoverføring for oksygen/argon-dataene. Fig. 3 plotter HETP-dataene for høy oksygenkonsentrasjonsdata mot Kv. Kv er den densimetriske overflatiske gasshastigheten i kolonnen, og beregnes ved:
hvor:
Ventet HETP beregnet fra korrelasjonen er plottet. Disse beregnede verdiene korresponderer med det som ville være ventet for HETP basert på alle andre tilgjengelige kryogen-data. Plottet illustrerer at de målte HETP-verdiene er betraktelig lavere enn de ventede verdiene ved Kv større enn 1,83 cm/sek. Forbedringen øker generelt med økende Kv. Denne forbedringen kan være forårsaket av en økning i grenseflate-området eller en uforklart reduksjon i væskefasemotstanden for disse konsentrasjonsområdene.
Som eksperimentene overfor viser, er en overlapping i områdene til argonkonsentrasjpnen for de to argon/oksygen-datasettene. I et datasett er argonkonsentrasjonen mellom 0,6 og 85 volum-* og i det andre, mellom 82,5 og 97 volum-*. I det første datasettet fremkommer en markert fordel ved anvendelse av en strukturert pakning; denne fordelen er forårsaket av at høyden som er nødvendig for strukturerte pakninger er sammenlignbare med høyden til destillasjonsbunnene for å oppnå den samme helhetlige separasjonen, mens fordelene med lavere trykkfall opprettholdes. Når det gjelder det andre datasettet, vil høydene som anvender strukturert pakning overgå høyden som er nødvendig for destillasjonsbunnene for den samme helhetlige separasjonen. Med hensyn på denne overlappende regionen, er det viktig å merke seg at på grunn av at den eksperimentelle apparaturen ikke har evnen til å nøyaktig analysere sammensetningene i væskefasen og dampfåsene ved mellomliggende steder i kolonnen, og på grunn av at konsentrasjonen med høyden som ble dannet av en pakket kolonne er kontinuerlig og ikke trinnvis som for fatkolonner, kan bare helhetlig HETP-er bli beregnet med sikkerhet. Det er antatt at det eksisterer et overgangspunkt i argonkonsentrasjonen hvor den uventede fordelen med lavere HETP-er ikke lenger sees. Denne overgangen er antatt å være et sted mellom 75 og 85 volum-* argon. Foreliggende oppfinnelse innbefatter dermed anvendelse av en ordnet (strukturert) pakning i det minste i de regionene av destillasjonskolonnesystemet hvor argon-konsentrasjonen kan være i et område på 0,6 volum-* til 75 volum-* argon. Denne målte, uventede forbedringen eksisterer for Kv-verdier som overskrider omtrent 1,83 cm/sek. Ved verdier av Kv som er mindre enn 1,83 cm/sek., overskrider målte HETP-verdier ikke de antatte verdiene.
Et hvilket som helst forsøk på å manipulere konstantene innenfor korrelasjonene slik at antagelsene er i samsvar med dataene, forårsaker at korrelasjonen undervurderer HETP-ene for de andre systemene. Dette underbygger ytterligere observasjonen som innbefatter at det er en betraktelig forsterkning av utførelsen innefor sammensetningsområdet på 75* til 0,6* argon i oksygen/argon-separasjon.
En annen grunn for at korrelasjonene Ikke forutser mas-seoverføringsfenomenet godt, er at de blir anvendt for systemer hvor hovedfysiske transportegenskapene er vesentlig forskjellig fra systemene som ble anvendt for å utvikle korrelasjonen. Korrelasjonen svikter på grunn av at den blir anvendt i et område av ekstrapolasjonen som går utenfor databasen som blir anvendt for å danne korrelasjonen. Hvis dette var tilfelle for oksygen/argon ved lave konsentrasjoner av argon, ville en vente at de fysiske egenskapene til oksygen var betraktelig forskjellige fra enten nitrogen eller argon. I tabell I er de fysiske egenskapene for mettet damp og væske for nitrogen, oksygen og argon ført opp. Alle verdiene for oksygen er sammenlignbare for verdiene for nitrogen og argon. En signifikant egenskapsforskjell som forårsaker en korrelasjonsfeil for oksygenrike sammen-setninger er derfor ikke synlig.
Mettet damp
Tabell II tilveiebringer (for subgruppene av data) verdiom-rådene for de dimensjonsløse gruppene. De oksygenrike dataene faller ikke utenfor områdene for de nitrogenrlke og argonrike dataundergruppene. Derfor faller de oksygenrike dataundergruppene klart innenfor området til korrelasjonen. Dette underbygger dermed ytterligere det uventede hendelsesforløpet til dette fenomenet.
Etablerte og fundamentalt riktige korrelasjonsmetoder har forutsatt verdier for HETP mellom 21,6 cm og 30,5 cm for kryogen destillasjon av luft. På grunn av at områdene hvor oksygen/argon-separasJoner oppstår vanligvis krever et stort antall av teoretiske trinn, har et betraktelig kapitalkrav vært assosiert med anvendelse av ordnet pakning i denne oppfinnelsen. Dette betraktelige kapitalkravet har uten tvil bidratt til mangelen på bruk av ordnet pakning i oksygenrike regioner av destillasjons-kolonnene. Denne nye oppdagelsen fører til at kreogen luftseparasjonsanlegg kan bli konstruert med HETP-er som er sammenlignbare med destillasjonsbunner i områder hvor argoninnholdet er mindre enn 75*. Det vil betraktelig redusere kapitalkostnadene som er knyttet til anvendelse av ordnet pakning og tillater at fordelene med redusert trykkfall blir fullstendig realisert.
For å demonstrere energibesparelsene ifølge foreliggende oppfinnelse, er en analyse blitt utført som beregner forbedringen i det totale kraftforbruket i et kryogent luftseparasjonsanlegg når trykkfallet pr. teoretisk trinn i kolonnesystemet blir redusert. I lys av dette, kan kolonnesystemet bli brutt ned til to deler, kolonnen med høyt trykk og kolonne med lavt trykk-argonkolonne kombinert system. Redusering av trykkfallet i kolonnen med høyt trykk reduserer utløpstrykket til luftkompressoren som mater anlegget. En reduksjon av trykkfallet i dette området fører til vesentlig, men ikke overveldende energibesparinger. Grunnen til dette er at kolonnen med høyt trykk, på grunn av cyklusen, drives ved nær 689,5 KPa. Trykkfallet i en godt konstruert fatkolonne med høyt trykk varierer fra 13,8 KPa til 20,7 KPa. På grunn av at energien vanligvis er inverst proporsjonal med log til trykkforholdet, ville en total eliminasjon av trykkreduksjonen i kolonne med høyt trykk redusere energien med omtrent 2,6*.
En reduksjon i trykkfallet innenfor kolonnen med lavt trykk-argon i kolonnesystemet, kan resultere i energibesparelser i en størrelsesorden på 6* avhengig av hvilken cyklus som blir anvendt. Det er to grunner til dette. Først eksisterer det nesten to ganger så mange teoretiske trinn i kolonnen med lavt trykk/argonkolonnesystemet i forhold til i kolonnen med høyt trykk. Derfor har en reduksjon i trykkfallet pr. teoretisk trinn en mye større innvirkning i lavt trykk/argon-kolonnesystemet enn i kolonnen med høyt trykk. For det andre kontrollerer trykkfallet i kolonnen med lavt trykk direkte trykket og dermed boblepunktet til rekokestrømmen. På grunn av at hele produktet må bli frigjort ved eller over atmosfærisk trykk, er trykket i rekokerstrømmen:
hvor:
APout = trykkfallet for overliggende produkter som
forlater anlegget
aPlpc: = trykkfallet innenfor kolonnen med lavt trykk <p>atm = omgivende atmosfærisk trykk
RR/B = trykket til den rekokende strømmen
På grunn av at denne strømmen blir rekokt ved kondensering av dampen i kolonnen med høyt trykk, setter boblepunktet til denne strømmen og temperaturtilnærmingen ved toppen av varmeutveksleren duggpunktet til den kondenserende strømmen. Derfor blir trykket med kolonnen med høyt trykk bestemt av trykket hvorpå dampen i toppen av kolonnen med høyt trykk vil kondensere ved dette spesifiserte trykkpunktet. Forholdet mellom trykket og duggpunktet i den kondenserende strømmen, forårsaker omtrent en tredobling av eventuell trykkforandring 1 rekokerstrømmen.
For hver 6,896 KPa forandring i trykket i bunnen av kolonnen med lavt trykk, forandres trykket i kolonnen med høyt trykk med omtrent 20,7 KPa. Dermed kan redusering av trykkfallet i kolonnen med lavt trykk dramatisk redusere trykket i kolonnen med høyt trykk. Dette vil dermed tilveiebringe en sammen-lignbar reduksjon i energiforbruk. I et 800 TPD-høy renhet oksygenanlegg, for destillasjonsbunn, vil trykkfallet pr. teoretiske trinn være ~0,48 KPa/trinn. Eksperimenter viser at ordnede pakninger gjennomsnittlig vil anvende 0,055 KPa/- trinn. Dette resulterer i energisparinger på 8*.

Claims (5)

1. Fremgangsmåte for separering av blandinger som innbefatter oksygen og argon ved kryogen destillasjon, der det i et destillasjons-kolonnesystem som har minst én kolonne, blir en væskefasestrøm inneholdende oksygen og argon, og en damp-fasestrøm inneholdende oksygen og argon, ført i intim kontakt i minst én region av destillasjonskolonnesystemet hvor argonkonsentrasjonen er innenfor området fra 0,6 til 75 volum-*, som derved muliggjør masseoverføring som anriker væskefasestrømmen med oksygen og fjerner argon fra væske-fasestrømmen, og anriker dampfasestrømmen med argon, og fjerner oksygen fra dampfasestrømmen, karakterisert ved at den intime kontakten til nevnte væske og dampfasestrømmer i nevnte region blir oppnådd ved anvendelse av en strukturert pakking og at den densimetriske gasshastighet i nevnte region er minst 1,8 cm/sek.
2. Fremgangsmåte ifølge krav 1, karakterisert ved at nevnte blanding som separeres også omfatter nitrogen.
3. Fremgangsmåte ifølge krav 2, karakterisert ved at nevnte blanding som separeres er luft.
4. Fremgangsmåte ifølge krav 3, karakterisert ved at destillasjons-kolonnesystemet som anvendes omfatter en høytrykk-kolonne, en lavtrykk-kolonne og en argon-kolonne, og nevnte region er i lavtrykk-kolonnen.
5. Fremgangsmåte ifølge krav 1, karakterisert ved at alle regioner anvender strukturert pakking og opereres ved nevnte densimetriske kunstige gasshastighet.
NO885528A 1987-12-14 1988-12-13 FremgangsmÕte for separering av argon/oksygenblandinger ved kryogen destillasjon NO169197C (no)

Applications Claiming Priority (1)

Application Number Priority Date Filing Date Title
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
NO885528D0 NO885528D0 (no) 1988-12-13
NO885528L NO885528L (no) 1989-06-15
NO169197B true NO169197B (no) 1992-02-10
NO169197C NO169197C (no) 1999-07-19

Family

ID=22454484

Family Applications (1)

Application Number Title Priority Date Filing Date
NO885528A NO169197C (no) 1987-12-14 1988-12-13 FremgangsmÕte for separering av argon/oksygenblandinger ved kryogen destillasjon

Country Status (12)

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

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 (no) * 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 (no) * 1977-05-12 1980-05-30 Sulzer Ag
CH618006A5 (no) * 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
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
DK166105B (da) 1993-03-08
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
NO169197B (no) Fremgangsmaate for separering av argon/oksygenblandinger ved kryogen destillasjon
JP2516680B2 (ja) 酸素、窒素及びアルゴンを含む混合物の極低温分離法
EP0644389B1 (en) Distillation column utilizing structured packing
US3813889A (en) Separation of gas mixtures
JP2000130927A (ja) 極低温精留塔を運転する方法
JP3678787B2 (ja) 大気ガスの混合物を低温分離する方法
JPH0140268B2 (no)
CN1121173A (zh) 空气分离
US3813890A (en) Process of continuous distillation
CN1182199A (zh) 带釜液塔的低温精馏系统
JP2004028572A (ja) 空気精留法及び混合塔とクリプトン・キセノン回収装置とを備えた空気精留設備
EP1338327B1 (en) Method and device for separation and concentration by evaporation of mixture with separation factor of approx. 1
EP0046367B1 (en) Production of oxygen by air separation
CN1116293A (zh) 生产高压氧气的空气沸腾低温精馏系统
KR930000280B1 (ko) 가스상 피이드로부터 초고순도산소를 제조하는 방법 및 그 장치
KR19980018093A (ko) 저순도 산소와 고순도 산소를 제조하기 위한 저온 정류 시스템
KR20010105207A (ko) 분기된 탕관 환류를 갖는 극저온 공기 분리 시스템
JPH0140272B2 (no)
EP0752566A1 (en) Air separation
EP0728999B1 (en) Separation of gas mixtures
EP0660058B1 (en) Air separation
USRE34038E (en) Separating argon/oxygen mixtures using a structured packing
CA2016668C (en) Air separation process with improved reboiler liquid cleaning circuit
EP0952417A2 (en) Separation of air
US3258929A (en) Liquefaction and separation of air components