NO175393B - Kryogen luftsepareringsprosess for fremstilling av nitrogen i et dobbeltkolonne-destillasjonssystem - Google Patents

Kryogen luftsepareringsprosess for fremstilling av nitrogen i et dobbeltkolonne-destillasjonssystem

Info

Publication number
NO175393B
NO175393B NO910891A NO910891A NO175393B NO 175393 B NO175393 B NO 175393B NO 910891 A NO910891 A NO 910891A NO 910891 A NO910891 A NO 910891A NO 175393 B NO175393 B NO 175393B
Authority
NO
Norway
Prior art keywords
column
pressure
nitrogen
cooler
low
Prior art date
Application number
NO910891A
Other languages
English (en)
Other versions
NO910891D0 (no
NO910891L (no
NO175393C (no
Inventor
Rakesh Agrawal
Donald Winston Woodward
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
Application filed by Air Prod & Chem filed Critical Air Prod & Chem
Publication of NO910891D0 publication Critical patent/NO910891D0/no
Publication of NO910891L publication Critical patent/NO910891L/no
Publication of NO175393B publication Critical patent/NO175393B/no
Publication of NO175393C publication Critical patent/NO175393C/no

Links

Classifications

    • 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
    • F25J3/04151—Purification and (pre-)cooling of the feed air; recuperative heat-exchange with product streams
    • F25J3/04163—Hot end purification of the feed air
    • F25J3/04169—Hot end purification of the feed air by adsorption of the impurities
    • F25J3/04181—Regenerating the adsorbents
    • 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
    • F25J3/04151—Purification and (pre-)cooling of the feed air; recuperative heat-exchange with product streams
    • F25J3/04187—Cooling of the purified feed air by recuperative heat-exchange; Heat-exchange with product streams
    • F25J3/04193—Division of the main heat exchange line in consecutive sections having different functions
    • F25J3/042—Division of the main heat exchange line in consecutive sections having different functions having an intermediate feed connection
    • 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
    • F25J3/04248—Generation of cold for compensating heat leaks or liquid production, e.g. by Joule-Thompson expansion
    • F25J3/04284—Generation of cold for compensating heat leaks or liquid production, e.g. by Joule-Thompson expansion using internal refrigeration by open-loop gas work expansion, e.g. of intermediate or oxygen enriched (waste-)streams
    • F25J3/0429—Generation of cold for compensating heat leaks or liquid production, e.g. by Joule-Thompson expansion using internal refrigeration by open-loop gas work expansion, e.g. of intermediate or oxygen enriched (waste-)streams of feed air, e.g. used as waste or product air or expanded into an auxiliary 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
    • F25J3/04248—Generation of cold for compensating heat leaks or liquid production, e.g. by Joule-Thompson expansion
    • F25J3/04284—Generation of cold for compensating heat leaks or liquid production, e.g. by Joule-Thompson expansion using internal refrigeration by open-loop gas work expansion, e.g. of intermediate or oxygen enriched (waste-)streams
    • F25J3/0429—Generation of cold for compensating heat leaks or liquid production, e.g. by Joule-Thompson expansion using internal refrigeration by open-loop gas work expansion, e.g. of intermediate or oxygen enriched (waste-)streams of feed air, e.g. used as waste or product air or expanded into an auxiliary column
    • F25J3/04303—Lachmann expansion, i.e. expanded into oxygen producing or low 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
    • F25J3/04248—Generation of cold for compensating heat leaks or liquid production, e.g. by Joule-Thompson expansion
    • F25J3/04284—Generation of cold for compensating heat leaks or liquid production, e.g. by Joule-Thompson expansion using internal refrigeration by open-loop gas work expansion, e.g. of intermediate or oxygen enriched (waste-)streams
    • F25J3/04309—Generation of cold for compensating heat leaks or liquid production, e.g. by Joule-Thompson expansion using internal refrigeration by open-loop gas work expansion, e.g. of intermediate or oxygen enriched (waste-)streams of nitrogen
    • 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
    • F25J3/04248—Generation of cold for compensating heat leaks or liquid production, e.g. by Joule-Thompson expansion
    • F25J3/04284—Generation of cold for compensating heat leaks or liquid production, e.g. by Joule-Thompson expansion using internal refrigeration by open-loop gas work expansion, e.g. of intermediate or oxygen enriched (waste-)streams
    • F25J3/04321—Generation of cold for compensating heat leaks or liquid production, e.g. by Joule-Thompson expansion using internal refrigeration by open-loop gas work expansion, e.g. of intermediate or oxygen enriched (waste-)streams of oxygen
    • 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
    • F25J3/04418—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 with thermally overlapping high and low pressure columns
    • 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
    • F25J2200/00—Processes or apparatus using separation by rectification
    • F25J2200/20—Processes or apparatus using separation by rectification in an elevated pressure multiple column system wherein the lowest pressure column is at a pressure well above the minimum pressure needed to overcome pressure drop to reject the products to atmosphere
    • 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
    • F25J2200/00—Processes or apparatus using separation by rectification
    • F25J2200/50—Processes or apparatus using separation by rectification using multiple (re-)boiler-condensers at different heights of the column
    • F25J2200/54—Processes or apparatus using separation by rectification using multiple (re-)boiler-condensers at different heights of the column in the low pressure column of a double pressure main column system
    • 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
    • F25J2215/00—Processes characterised by the type or other details of the product stream
    • F25J2215/40—Air or oxygen enriched air, i.e. generally less than 30mol% of O2
    • 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
    • F25J2250/00—Details related to the use of reboiler-condensers
    • F25J2250/20—Boiler-condenser with multiple exchanger cores in parallel or with multiple re-boiling or condensing streams
    • 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
    • F25J2250/00—Details related to the use of reboiler-condensers
    • F25J2250/30—External or auxiliary boiler-condenser in general, e.g. without a specified fluid or one fluid is not a primary air component or an intermediate fluid
    • F25J2250/42—One fluid being nitrogen
    • 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
    • F25J2250/00—Details related to the use of reboiler-condensers
    • F25J2250/30—External or auxiliary boiler-condenser in general, e.g. without a specified fluid or one fluid is not a primary air component or an intermediate fluid
    • F25J2250/52—One fluid being oxygen enriched compared to air, e.g. "crude oxygen"
    • 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
    • Y10S62/939—Partial feed stream expansion, air

Landscapes

  • Engineering & Computer Science (AREA)
  • Physics & Mathematics (AREA)
  • Mechanical Engineering (AREA)
  • Thermal Sciences (AREA)
  • General Engineering & Computer Science (AREA)
  • Health & Medical Sciences (AREA)
  • Emergency Medicine (AREA)
  • Separation By Low-Temperature Treatments (AREA)

Abstract

Kryogen fremgangsmåte for fremstilling av nitrogen ved destillasjon av luft i et dobbeltkolonne-destillasjonssystem omfattende en høytrykkskolonne og en lavtrykkskolonne. Det kritiske trinnet i fremgangsmåten er kondensasjonen av en nitrogenstrøm i den øverste koker/kjøleren som er anordnet i lavtrykkskolonnens strippeseksjon for å tilveiebringe kolonnekoking og den totale kondensasjon av en del av den komprimerte tilførselsluften i den nederste koker/kjøleren som er anordnet i bunnen av lavtrykkskolonnen.

Description

Foreliggende oppfinnelse vedrører en kryogen luftsepareringsprosess for fremstilling av nitrogen av høy renhet i et dobbeltkolonne-destillasjonssystem omfattende en høytrykks-kolonne og en lavtrykkskolonne.
Det er kjent en rekke fremgangsmåter for fremstilling av store mengder høytrykksnitrogen ved bruk av kryogen destillasjon, og blant disse er følgende: Den konvensjonelle prosess med doble kolonner opprinnelig foreslått av Carl Von Linde og beskrevet i detalj av flere andre, spesielt M. Ruhemann i "The Separation of Gases" publisert av Oxford University Press, annen utgave, 1952; R.E. Latimer i "Distillation of Air" publisert i Chem. Eng. Prog. , 63 (2), 35 (1967); og H. Springmann i "Cryogenics Principles and Applications" publisert i Chem. Eng. side 59, 13. mai 1985; er ikke egnet når nitrogen under trykk er det eneste ønskede produkt. Denne konvensjonelle dobbeltkolonne-prosess ble utviklet for å fremstille både rene oksygen- og rene nitrogenprodukter. For å oppnå dette anvendes en høytrykks (HP)- og en lavtrykks (LP)-kolonne som er koblet termisk gjennom en koker/kjøler. For å bevirke og produsere en ren oksygenproduktstrøm blir LP-kolonnen kjørt ved et trykk nær omgivelsestrykk. Dette lave trykket i LP-kolonnen er nødvendig for å oppnå den nødvendige oksygen/argon-separering med et rimelig antall separeringstrinn.
I den konvensjonelle dobbeltkolonneprosessen blir nitrogen produsert fra toppen av LP- og HP-kolonnene og oksygen fra bunnen av LP-kolonnen. Når rent nitrogen er det eneste ønskede produkt og det ikke er noe behov for å produsere ren oksygen eller argon som koprodukter, så er imidlertid denne konvensjonelle dobbeltkolonneprosessen ineffektiv. En hovedkilde for ineffektiviteten skyldes det faktum at nitrogen/oksygen-destillasjonen er relativt lett sammenlignet med oksygen/argon-destillasjonen og det lavere trykket i LP-kolonnen (nær omgivelsestrykk) bidrar i betydelig grad til irreversibilitet av destillasjonsprosessen og krever lavere trykk for de andre prosess-strømmene, hvilket for en gitt utstyrsstørrelse leder til høyere trykkfalltap i anlegget.
Det har tidligere vært gjort forsøk på å forbedre ytelses-evnen til denne konvensjonelle dobbeltkolonneprosessen ved å øke trykket i LP-kolonnen til 207-414 kPa abs.trykk, og et slikt forsøk er beskrevet av R.M. Thorogood i "Large Gas Separation and Liquefaction Plants" publisert i Cryogenic Engineering, utgiver B.A. Hands, Academic Press, London
(1986). Som et resultat av å øke LP-kol onne trykket så økes HP-kolonnetrykket til ca. 690-1034 kPa abs.trykk. Nitrogenutvinning av 0,65-0,72 mol pr. mol tilførselsluft. Istedenfor rent oksygen blir en oksygenanriket (60-75$ oksygenkonsentrasjon) avfallsstrøm fjernet fra bunnen av LP-kolonnen. Siden denne strømmen befinner seg ved et trykk som er høyere enn omgivelsestrykket, så kan den ekspanderes til å produsere arbeid og tilveiebringe en del av den nødvendige kjøling for anlegget. LP-kolonnen trenger heller ikke store mengder koking for å produsere en 60-75$ oksygenstrøm. Som et resultat blir anleggets effektivitet forbedret ved produksjon av en fraksjon av nitrogenproduktet ved høyt trykk fra toppen av HP-kolonnen (ca. 10-20$ av tilførselsluft som høytrykksnitrogen), men noen større ineffektiviteter er fremdeles til stede. Siden strømningshastigheten for den oksygenanrikede spillstrømmen i det vesentlige er fiksert (0,25-0,35 mol/mol tilførselsluft), så bestemmes trykket til den oksygenanrikede spillstrømmen av anleggets kjølebehov; og bestemmer således det tilsvarende trykket i LP-kolonnen. Et hvert forsøk på ytterligere å øke trykket i LP-kolonnen for å redusere destillasjonsirreversibilitetene leder til for sterk kjøling over turboekspanderen og bevirker således høyere totale spesifikke kraftbehov. En annen ineffektivitet i denne prosessen er det faktum at en stor mengde oksygenanriket væske må kokes i LP-kolonne-kokeren/kjøleren. Disse store mengdene betyr en stor temperaturvariasjon på koker/- kjølerens kokeside sammenlignet med den relativt konstante temperaturen på kjølesiden for det rene nitrogenet, hvilket således bidrar til høyere irreversible tap over koker/- kjøleren.
US-patent 4.617.036 beskriver en fremgangsmåte som henvender seg til noen av de ovenfor beskrevne ineffektivteter ved bruk av to koker/kjølere. I dette systemet så blir den oksygenanrikede spillstrømmen istedenfor at den fjernes som damp fra bunnen av LP-kolonnen, fjernet som en væske. Denne væske-strømmen reduseres derefter i trykk over en Joule-Thompson (JT)-ventil og fordampes i en separat ekstern koker/kjøler mot en kondenserende del av høytrykks-nitrogenstrømmen fra toppen av HP-kolonnen. Den fordampede oksygenrike strømmen blir derefter ekspandert over en turboekspander for å produsere arbeid og tilveiebringe en del av den nødvendige kjøling. Koking i LP-kolonnen tilveiebringes i to trinn hvilket derved nedsetter irreversibiliteten over koker/- kjøleren, og dette reflekteres i det faktum at for det samme tilførselsluft-trykket så opererer LP-kolonnen ved et høyere trykk, ca. 69-103 kPa. Som et resultat av dette får den delen av nitrogenproduktet som er oppsamlet fra toppen av LP-kolonnen også forøket trykk i det samme omfanget. Dette leder til en energisparing for nitrogenprodukt-kompressoren.
En lignende prosess er beskrevet i GB-patent 1.215.377, et flytskjema som er avledet fra denne prosessen er vist på fig.
1. På samme måte som US-patent 4.617.036 så oppsamler denne prosessen en oksygenrik spillstrøm som væske fra bunnen av LP-kolonnen og fordamper den i en ekstern koker/kjøler. Det kondenserende fluid er imidlertid lavtrykknitrogen (276-448 kPa abs.trykk) fra toppen av LP-kolonnen. Det kondenserte nitrogenet returneres som tilbakeløp til toppen av LP-kolonnen hvilket således nedsetter behovet for rent nitrogen-tilbakeløp avledet fra EP-kolonnen. Videre kan mer gass-formig nitrogen utvinnes som produkt fra toppen av HP-kolonnen (30-40$ av tilførselsluftstrømmen) hvilket gjør prosessen mer energieffektiv. Dessuten gir kondensasjonen av
LP-kolonnenitrogen mot den oksygenanrikede spillstrømmen anledning til en økning i trykket i begge destillasjonskolonnene. Dette gjør igjen at disse kolonnene opererer mer effektivt og resulterer i nitrogenproduktstrømmer av høyere trykk. Det forøkede trykket i disse produktstrømmene sammen med det forøkede trykket i tilførselsluftstrømmen resulterer samlet i lavere trykkfalltap hvilket ytterligere bidrar til prosessens effektivitet.
En annen lignende prosess er beskrevet i US-patent 4.453.957.
Et detaljert studium av de to ovenfor omtalte prosesser er gitt av Pahade og Ziemer i deres artikkel "Nitrogen Production for EOR" presentert ved "The 1987 International Cryogenic Materials and Cryogenic Engineering Conference".
US-patent 4.439.220 beskriver en variasjon av prosessen i GB-patent 1.215.377 hvor man istedenfor koking i LP-kolonnen med høytrykksnitrogen fra toppen av HP-kolonnen, nedsetter trykket til det flytende råoksygenet fra bunnen av HP-kolonnen og fordamper dette oksygenet mot høytrykksnitroget. Den fordampete strømmen danner en damptilførsel til bunnen av LP-kolonnen. Væsken fjernet fra bunnen av LP-kolonnen er den oksygenanrikede spillstrømmen, lik prosessen vist på fig. 1, som derefter fordampes mot det kondenserende LP-kolonne-nitrogenet. En ulempe med denne prosessen er at den flytende spillstrømmen som forlater bunnen av LP-kolonnen er vesentlig
i likevekt med den fordampede væsken som forlater bunnen av HP-kolonnen. Væsken som forlater bunnen av HP-kolonnen er - vesentlig i likevekt med tilførselsstrømmen og derfor er oksygenkonsentrasjoner typisk ca. 35$. Dette begrenser konsentrasjonen av oksygen i spillstrømmen til under 60$ og leder til lavere utvinninger av nitrogen sammenlignet med prosessen i GB-patent 1.215.377.
En mer effektiv prosess er beskrevet i US-patent 4.543.115.
I denne prosessen blir tilførselsluften matet som to strømmer ved forskjellige trykk. Luftstrømmen ved høyere trykk mates til HP-kolonnen og luften ved lavere trykk mates til LP-kolonnen. Koker/kjøler-systemet er lik det i GB-patent 1.215.377, men intet høytrykksnitrogen blir fjernet som produkt fra toppen av HP-kolonnen og derfor blir nitrogenproduktet produsert ved et eneste trykk nær trykket i LP-kolonnen. Denne prosessen er særlig attraktiv når hele nitrogenproduktet er nødvendig ved et trykk som er lavere enn HP-kolonnetrykket (276-483 kPa abs.trykk).
De hittil beskrevne prosesser har store irreversible tap i bunnseksjonen av LP-kolonnen hvilket primært skyldes koking av store mengder av uren væske over LP-kolonnens bunn-koker/kjøler hvilket leder til vesentlige temperatur-variasjoner over koker/kjøleren på kokesiden; temperaturen på nitrogenkondenseringssiden er konstant. Dette leder igjen til store temperaturforskjeller mellom kondensasjons- og kokesidene i visse deler av koker/kjøler-varmeveksleren og bidrar til systemets ineffektivitet. Dessuten er mengden av damp som utvikles ved bunnen av LP-kolonnen mer enn den som er nødvendig for effektiv stripping av denne delen for å produsere oksygenanriket væske (70$ 0£) fra denne kolonnen. Dette leder til store endringer i konsentrasjonen over hvert teoretiske trinn i strippeseksjonen og bidrar til systemets totale ineffektivitet.
Når en uren oksygenstrøm fjernes fra bunnen av en LP-kolonne i et dobbeltkolonne destillasjonssystem, så har bruken av to eller flere kokere i bunnseksjonen av LP-kolonnen for å forbedre destillasjonseffektiviteten blitt beskrevet av J.R. Flower, et al. i "Medium Purity Oxygen Production and Reduced Energy Consumption in Low Temperature Distillation of Air", publisert i AICHE Symposium Series Number 224, Vol. 79, fra sidene 4 (1983) og i US-patent 4.372.765. Begge benytter intermediære koker/kjølere i LP-kolonnen og foretar delvis fordampning av væske ved intermediære høyder i LP-kolonnen. Dampen som kjøles i den øverste intermediære koker/kjøleren er nitrogenet fra toppen av HP-kolonnen. De nedre intermediære koker/kjølerene kondenserer en strøm fra de nedre høydene i HP-kolonnen, idet den nederste koker/kjøleren får kondensasjonsstrømmen fra den nederste posisjonen i HP-kolonnen. I visse tilfeller "blir varmeytelsen for den nederste koker/kjøleren for koking ("reboiling") tilveiebragt ved kondensasjon av en del av tilførselsluftstrømmen som beskrevet i US-patent 4.410.343. Når nitrogen fra toppen av HP-kolonnen kondenseres i en intermediær koker/kjøler, så kan det kondenseres ved en lavere temperatur og dets trykk er derfor lavere sammenlignet med dets kondensasjon i den nederste koker/kjøleren. Dette nedsetter trykket i HP-kolonnen og således tilførselsluftstrømmen og leder til kraftinnsparing i hovedluftkompressoren.
Forsøk på å overføre det ovenfor omtalte innsparingskonsept for produktsjon av urent oksygen med flere koker/kjølere i bunnseksjonen av LP-kolonnen til nitrogenproduksjonssyklene, har blitt beskrevet i US-patenter 4.448.595 og 4.582.518. I US-patent 4.448.595 blir trykket til den oksygenanrikede væsken redusert fra bunnen av HP-kolonnen til LP-kolonnetrykket og kokt mot høytrykksnitrogenet fra toppen av HP-kolonnen i en koker/kjøler. Den kokerbehandlede dampen tilføres til et intermediært sted i LP-kolonnen. Dette trinnet opererer i prinsippet lik oppnåelse av en væskestrøm fra LP-kolonnen av en sammensetning lik den oksygenrike væsken fra bunnen av HP-kolonnen, koking av denne og tilføring derav tilbake til LP-kolonnen. Situasjonen i US-patent 4.448.595 er verre enn tilførsel av oksygenrik væske fra bunnen av HP-kolonnen til LP-kolonnen og derefter gjennom en intermediær koker/kjøler under fordampning av en del av væskestrømmen for å skape den samme mengde dampstrøm i LP-kolonnen og dermed nedsette de irreversible tap over denne koker/kjøleren. Videre, tilførsel av oksygenrik væske fra HP-kolonnen til LP-kolonnen gir en annen frihetsgrad med hensyn til å plassere den intermediære koker/kjøleren ved et optimalt sted i LP-kolonnen istedenfor koking av et fluid hvis sammensetning er fiksert innenfor et snevert område (35$ O2) • US-patent 4.582.518 gjør nøyaktig det samme. I prosessen blir den oksygenrike væsken tilført fra bunnen av HP-kolonnen til LP-kolonnen og kokes ved et intermediært sted i LP-kolonnen med en intern koker/kjøler plassert ved det optimale trinnet.
På den annen side er US-patent 4.582.518 forbundet med en annen ineffektivitet. En større fraksjon av tilførselsluften mates til koker/kjøleren som befinner seg ved bunnen av LP-kolonnen, men bare en fraksjon av denne luften til koker/- kjøleren blir imidlertid kondensert. Tofasestrømmen fra denne koker/kjøleren føres til en separator. Væsken fra denne separatoren blandes med flytende råoksygen fra bunnen av HP-kolonnen og føres til LP-kolonnen. Dampen fra denne separatoren danner tilførselen til HP-kolonnen. Prosessen benytter bare ren nitrogenvæske som tilbakeløp til begge kolonnene; intet urent tilbakeløp benyttes. Som et resultat produseres en stor fraksjon av nitrogenproduktet ved lavt trykk fra lufttilførselen og eventuelle nyttevirkninger oppnådd fra det nedsatte hovedluft-kompressortrykket elimineres i produktnitrogenkompressorene.
Både US-patent 4.448.595 og 4.582.518 har ved å følge prinsippene som er utviklet for produksjon av urent oksygen lykkes i å redusere trykket i HP-kolonnen og derfor senke utløpstrykket til luften fra hovedluftkompressoren. De introduserer imidlertid andre ineffektiviteter som vesentlig øker andelen av lavtrykksnitrogen fra kuldeblokken. Dette sparer kraft i hovedluftkompressoren, men gir ikke høytrykks-nitrogenet av lavest energi som skal til for forøket oljeutvinning (trykk vanligvis større enn 3448 kPa abs. trykk). I korthet så fører ingen av disse to US-patentene til vellykkede resultater når det gjelder fullstendig utnyttelse av potensialet til multiple koker/kjølere i LP-kolonnens strippeseksjon.
I tillegg til dobbeltkolonne-nitrogengeneratorene som er beskrevet ovenfor så har et betydelig arbeid blitt gjort når det gjelder enkeltkolonne-nitrogengeneratorer som er beskrevet i US-patenter 4.400.188; 4.464.188,; 4.662.916; 4.662.917 og 4.662.918. Prosessene i disse patentene benytter ett eller flere resirkulerende varmepumpefluider for å tilveiebringe oppkokingen ved bunnen av enkeltkolonnene og supplere de nødvendige nitrogentilbakeløp. Bruk av flere koker/kjølere og forsiktig bruk av varmepumpefluider gjør disse prosessene ganske effektive. Ineffektivitetene som er forbundet med de store mengder av resirkulerende varmepumpefluider bidrar imidlertid til systemets totale ineffektivitet og disse prosessene er ikke mer effektive enn de mest effektive dobbeltkolonneprosessene som er beskrevet ovenfor i forbindelse med den nevnte litteratur.
På grunn av det faktum at energibehovet til disse store nitrogenanleggene er en hovedkomponent når det gjelder prisen på nitrogenet, så er det meget ønskelig å ha anlegg som på økonomisk måte ytterligere kan forbedre effektiviteten av nitrogenproduksjonen.
Ifølge foreliggende oppfinnelse er det tilveiebragt en kryogen luftsepareringsprosess for fremstilling av nitrogen av høy renhet i et dobbeltkolonne-destillasjonssystem omfattende en høytrykkskolonne og en lavtrykkskolonne innbefattende: (a) rektifisering av en avkjølt, komprimert tilførsels- - luft i høytrykkskolonnen for derved å produsere en høytrykk-nitrogenfraksjon øverst i kolonnen og et bunnprodukt av flytende oksygen;
(b) fjerning, underkjøling og tilførsel av vesentlig alt urent bunnprodukt av flytende oksygen til lavtrykkskolonnen, hvorved slik fjerning, underkjøling og tilførsel oppnås uten å eksponere det urene bunnpro-
duktet av flytende oksygen for koking utenfor lavtrykkskolonnen, og destillasjon av det under-kjølte, urene bunnproduktet av flytende oksygen i lavtrykkskolonnen for dannelse av et avfall-bunnprodukt av flytende oksygen og lavtrykk-nitrogentopp-prodoukt ved et trykk mellom 241 kPa (absolutt) og 965 kPa (absolutt); (c) fullstendig kondensering av en del av lavtrykk-nitrogentopp-produktet i en koker/kjøler mot fordampende avfall-bunnprodukt av flytende oksygen, som har blitt fjernet fra lavtrykkskolonnen og fått sitt trykk redusert, og tilbakeløpskoking i lavtrykkskolonnen av den fullstendig kondenserte del av lavtrykksnitrogenet; (d) anordning av en første koker/kjøler i bunnen av lavtrykkskolonnen eller i bunndelen av lavtrykkskolonnens strippeseksjon; og (e) anordning av en annen koker/kjøler i lavtrykkskolonnen strippeseksjon mellom den første koker/- kjøleren og tilførselsstedet for uren flytende oksygen til lavtrykkskolonnen;
og denne fremgangsmåten er kjennetegnet ved at
(f) en del av høytrykk-nitrogentopp-produktet (26)
kondenseres i den andre koker/kjøleren (228) mot fordampende væske som beveger seg ned gjennom lavtrykkskolonnen (44) og hvor den andre koker/kjøleren (228) er den høyest beliggende koker/kjøleren i lavtrykkskolonnen (44);
(g) tilbakeløpskoking i høytrykkskolonnen (20) av i det minste en del (232) av det kondenserte høytrykks-nitrogenet utviklet i trinn (f); (h) fullstendig kondensering i den første koker/kjøleren (102 eller 382) av en avkjølt, komprimert tilførsels-luftstrøm (100 eller 380); og (i) føring av den resulterende kondenserte tilførsels-luf ten i trinn (h) til i det minste en av de to destillasjonskolonnene i dobbeltkolonne-destilla-sjonssystemet som urent tilbakeløp.
Foreliggende oppfinnelse omfatter således en kryogen fremgangsmåte for fremstilling av nitrogen ved destillasjon av luft i et dobbeltkolonne-destillasjonssystem omfattende en høytrykkskolonne og en lavtrykkskolonne. Oppfinnelsen kan beskrives under henvisning til to utførelser.
I den første utførelsen blir en første komprimert tilførsels-luftstrøm avkjølt til nær dens duggpunkt og rektifisert i høytrykks-destillasjonskolonnen for frembringelse av en høytrykks-nitrogenfraksjon fra øverst i kolonnen og en uren oksygenrestvæske eller - bunnvæske. Den urene oksygenrestvæsken fjernes fra høytrykks-destillasjonskolonnen, underkjøles og mates til et intermediaert sted i lavtrykkskolonnen for destillasjon. Høytrykks-nitrogenfraksjonen fra øverst i kolonnen fjernes fra høytrykkskolonnen og deles i en første og annen del. Den første delen av høytrykks-nitrogenfraksjonen fra øverst i kolonnen kondenseres i en intermediær koker/kjøler som befinner seg i den øvre delen av lavtrykk-kolonnens strippeseksjon for derved å tilveiebringe i det minste en del av varmebehovet for å sørge for koking i lavtrykkskolonnen. Den andre delen av høytrykk-nitrogenfraksjonen fra øverst i kolonnen oppvarmes for å gjenvinne kjøling og fjernes som et nøyttrykk-nitrogenprodukt. Høytrykkskolonnen tilbakeløpskokes med i det minste en del av det kondenserte nitrogenet utviklet som angitt ovenfor. En annen komprimert tilførselsluftstrøm blir fullstendig kondensert i en koker/kjøler som befinner seg i bunnen av lavtrykkskolonnen og deles i to understrømmer. Den første understrømmen føres til et lavere intermediært sted i høytrykkskolonnen for destillasjon, mens den andre under-strømmen reduseres i trykk og føres til et øvre intermediært sted i lavtrykkskolonnen for destillasjon. Til slutt blir en lavtrykksnitrogenstrøm fjernet fra toppen av lavtrykkskolonnen, oppvarmet for å gjenvinne kjøling og utvunnet fra prosessen som et lavtrykk-nitrogenprodukt.
I den andre utførelsen blir en komprimert tilførselsluftstrøm avkjølt til nær dens duggpunkt og oppdelt i to understrømmer. Den første understrømmen blir delvis kondensert i en koker/kjøler som befinner seg i bunnen av lavtrykkskolonnen og rektifisert i høytrykksdestillasjonskolonnen for derved å frembringe en høytrykk-nitrogenfraksjon øverst i kolonnen og en uren oksygenrestvæske. Den andre understrømmen blir fullstendig kondensert i en koker/kjøler som befinner seg i den nedre seksjonen i lavtrykkskolonnen ved i det minste et destillasjonstrinn umiddelbart over koker/kjøleren i bunnen av lavtrykkskolonnen. Den kondenserte, andre understrømmen deles i to deler, hvorved en første del føres til et lavere intermediært sted i høytrykkskolonnen for destillasjon og en annen del som reduseres i trykk og føres til et øvre intermediært sted i lavtrykkskolonnen for destillasjon. Den urene oksygenrestvæsken fjernes fra høytrykksdestillasjons-kolonnen, underkjøles og føres til et intermediært sted i lavtrykkskolonnen for destillasjon. Høytrykk-nitrogenfraksjonen øverst i kolonnen fjernes fra høytrykkskolonnen og deles i en første og annen del. Den første delen av høytrykk-nitrogenfraksjonen øverst i kolonnen kondenseres i en intermediær koker/kjøler som befinner seg i den øvre delen av lavtrykkskolonnens strippeseksjon for derved å tilveiebringe i det minste en del av varmebehovet for koking i lavtrykkskolonnen. Den andre delen av høytrykk-nitrogenfraksjonen øverst i kolonnen oppvarmes for å gjenvinne kjøling og fjernes som et høytrykk-nitrogenprodukt. Høytrykkskolonnen tilbakeløpskokes med i det minste en del av det kondenserte nitrogenet utviklet som omtalt ovenfor. Til slutt blir en lavtrykk-nitrogenstrøm fjernet fra toppen av lavtrykkskolonnen, oppvarmet for å gjenvinne kjøling og utvunnet fra prosessen som et lavtrykk-nitrogenprodukt. Som en ytterligere definisjon av de to utførelsene så kan, i hver utførelse, en del av den avkjølte, komprimerte tilførsels-luften fjernes og ekspanderes for utvikling av arbeid, og den ekspanderte delen kan avkjøles videre og tilføres til et intermediært sted i lavtrykkskolonnen for destillasjon. Den ekspanderte delen kan også oppvarmes for å gjenvinne kjøling og deretter utluftes som spillmateriale.
Som en ytterligere definisjon av de to utførelsene så blir, i hver utførelse, en oksygenanriket restvæske fjernet fra bunnen av lavtrykkskolonnen; fordampet i en koker/kjøler som befinner seg i toppen av lavtrykkskolonnen mot kondenserende lavtrykksnitrogen øverst i kolonnen under dannelse av en oksygen-spillstrøm; og oppvarmet for å gjenvinne kjøling. Den oppvarmede oksygenspi11strømmen kan også ekspanderes for å produsere arbeid; og ytterligere oppvarmes for å utvinne enhver gjenværende kjøling. Fig. 1 er et flytskjema av en fremgangsmåte avledet fra prosessen beskrevet i GB-patent 1.215.377. Fig. 2 er et flytskjema av prosessen beskrevet i US-patent 4.448.595. Fig. 3-4 er flytskjemaer av spesielle utførelser av foreliggende fremgangsmåte.
Foreliggende fremgangsmåte angår en nitrogengenerator som har minst to koker/kjølere i bunnseksjonen av LP-kolonnen i et dobbeltkolonne-destillasjonssystem. Disse koker/kjølerene er anordnet ved forskjellige høyder med flere destillasjons-plater eller -trinn derimellom. En høytrykks-nitrogenstrøm fra toppen av HP-kolonnen kondenseres i den øvre av disse koker/kjølerene; en del av tilførselsluften blir fullstendig kondensert i den nedre av disse koker/kjølerene. Den tilførselsluftkondenserende koker/kjøleren er anordnet i bunnen av LP-kolonnen. Den kondenserte nitrogenstrømmen fra den øvre koker/kjøleren tilveiebringer det nødvendige tilbakeløp for HP- og LP-kolonnene. Likeledes blir den totale kondenserte tilførselsluftstrømmen benyttet for å tilveiebringe urent tilbakeløp til HP-kolonnen. I en foretrukken utførelse blir den kondenserte luftstrømmen oppdelt i to fraksjoner og benyttet for tilveiebringelse av urent tilbakeløp til både HP- og LP-kolonnene.
Det foretrukne dobbeltdestillasjons-kolonnesystemet for oppfinnelsen benytter også en koker/kjøler som befinner seg i toppen av LP-kolonnen. I denne topp-koker/kjøleren blir en oksygenanriket væskestrøm som er fjernet fra bunnen av LP-kolonnen, fordampet i varmeutveksling mot en kondenserende nitrogenstrøm som er avledet fra toppen av LP-kolonnen, som returneres som tilbakeløp til LP-kolonnen. Med dette som bakgrunn vil foreliggende fremgangsmåte nå bli beskrevet i detalj under henvisning til fig. 3 og 4.
Oppfinnelsen er 1 sin enkleste form illustrert på fig. 3. Under henvisning til fig. 3 så blir en tilførselsluftstrøm, som har blitt komprimert i en flertrinnskompressor til 483-2413 kPa abs.trykk, etteravkjølt, behandlet i en molekylsikt-enhet for å fjerne vann og karbondioksyd, og delt i to strømmer i ledningene 10 og 100. Strømningsmengden av strømmen 100 er ca. 5-35$ av den totale tilførselsluft-strømmen. Den første tilførselsluftstrømmen, i ledning 10, avkjøles i varmevekslere 12 og 16 og føres til bunnen av HP-kolonnen 20 for rektifisering til en høytrykk-nitrogenfraksjon i toppen av HP-kolonnen 20 og en råoksygen-restvæske i bunnen av HP-kolonnen 20.
En del av tilførselsluftstrømmen i ledning 10 fjernes som en sidestrøm og føres via ledningen 60 og ekspanderes i ekspanderen 62 for produksjon av arbeid og for tilveiebringelse av en del av den nødvendige kjøling for prosessen. Denne ekspanderte sidestrømmen blir ytterligere avkjølt og matet via ledningen 64 til et egnet sted i LP-kolonnen 44. Strømningsgraden av denne ekspanderte strømmen 64 er mellom 5- 20% av strømningsgraden til tilførselsluftstrømmen 10, idet den nøyaktige mengden avhenger av kjølebehovet til prosessen. Kjølebehovet avhenger av anleggsstørrelse og mengde av produserte flytende produkter.
Råoksygen-bunnvæsken fjernes fra HP-kolonnen 20 via ledningen 40, avkjøles i varmeveksleren 36, reduseres i trykk over en isentalpisk Joule-Thompson (JT)-ventil og mates via ledningen 42 til et egnet sted i LP-kolonnen 44.
Høytrykk-nitrogenfraksjonen øverst i kolonnen fjernes fra toppen av HP-kolonnen og deles i to deler, i ledningene 24 og 26, respektivt. Strømningsgraden for den første delen av høytrykk-nitrogenfraksjonen, i ledningen 24, er typisk i området 5-50$ og fortrinnsvis i området 15-35$ av den totale tilførselsluften til prosessen. Den første delen, i ledningen 24, blir derefter oppvarmet i hovedvarmevekslerene 16 og 12. Det oppvarmede høytrykks-nitrogenet i ledningen 24 fjernes fra prosessen som et høytrykk-nitrogenprodukt ved et trykk som er nær trykket for tilførselsluftstrømmen i ledningen 10. Den andre delen av høytrykk-nitrogenfraksjonen fra øverst i kolonnen og som befinner seg i ledningen 26, kondenseres i en intermediær koker/kjøler 228 som befinner seg i den øvre delen av LP-kolonnens 44 strippeseksjon. En del av det kondenserte nitrogenet tilveiebringer tilbakeløp til LP-kolonnen 44 via ledning 236 etter å ha blitt avkjølt i varmeveksleren 36 og ført til LP-kolonnen 44. Den gjenværende delen av det kondenserte nitrogenet gir tilbakeløp til HP-kolonnen 20 via ledningen 108. Strømningsmengden av nitrogen i ledningen 234 er 0-40$ av luften som er tilført til HP-kolonnen.
De forskjellige tilførsler til LP-kolonnen 44 destilleres for dannelse av en lavtrykksnitrogenfraksjon øverst i kolonnen og en oksygenanriket væske. Den oksygenanrikede væsken fjernes fra LP-kolonnen 44, underkjøles, reduseres i trykk og mates via ledning 54 til sumpen som omgir koker/kjøleren 48 som befinner seg i toppen av LP-kolonnen 44 hvor den fordampes. Den fordampede strømmen fjernes via ledningen 56, oppvarmes i varmevekslerene 16 og 12 for å gjenvinne kjøling og luftes typisk ut som spill. Typisk blir en del av denne spill-strømmen benyttet for å regenerere molekylsiktlagene. Konsentrasjonen av oksygen i den oksygenanrikede luftstrømmen fra bunnen av LP-kolonnen 44 vil være mer enn 50$ og optimalt i området 70-90$; dets strømningsmengde vil være i området 23-40$ av tilførselsluftstrømmen til anlegget og fortrinnsvis 26-30$ av tilførselsluftstrømmen.
En del av lavtrykk-nitrogenfraksjonen i toppen av kolonnen kondenseres i topp-koker/kjøleren 48 og returneres som tilbakeløp til LP-kolonnen 44. En annen del fjernes som en lavtrykk-nitrogenstrøm, i ledningen 52, oppvarmes i varmevekslerene 36, 16 og 12 for å gjenvinne kjøling og fjernes fra prosessen som et lavtrykk-nitrogenprodukt. Lavtrykk-nitrogenproduktet er i trykkområdet 241-965 kPa abs.trykk med et foretrukket område på 345-552 kPa abs.trykk og dets strømningsmengde er 20-70$ av den totale tilførselsluft-strømmen til prosessen.
Den andre tilførselsluftsstrømmen, i ledningen 100, avkjøles i varmevekslerene 12 og 16, kondenseres fullstendig i bunn-koker/kjøleren 102 for derved å tilveiebringe det nødvendige varmebehov for oppnåelse av varme ("Eeboil") til LP-kolonnen 44. En del av denne kondenserte tilførselsluftstrømmen i ledningen 104 reduseres i trykk og mates via ledningen 108 til et egnet sted i HP-kolonnen 20. Likeledes blir den gjenværende delen av den kondenserte tilførselsluften i ledningen 104 underkjølt, redusert i trykk og matet via ledning 106 til et egnet sted i LP-kolonnen 44. Mens alle de relative mengder av den kondenserte luftstrømmen 104 som ble oppdelt i strømmer 106 og 108 er tillatelige, er det foretrukket at strømningsmengden for strømmen 108 er 30-70$ av strømningsmengden for strømmen 104. Strømningsmengden for strømmen 100 vil typisk være i området 5-35$ av den totale tilførselsluftstrømmen til prosessen, idet det foretrukne området er 10-25$.
Trykket på tilførselsluftstrømmen 100 kan være forskjellig fra det til tilførselsluftstrømmen 10. Dersom strømnings-mengden for strømmen 100 er liten så kan trykket i strømmen 10 være potensielt høyere enn det til strømmen 100. Det skyldes det faktum at dersom varmen som tilveiebringes i bunn-koker/kjøleren 102 er liten så, for å unngå en "pinch" i LP-kolonnen 44, er antallet av plater mellom den intermediære koker/kjøler 228 og bunn-koker/kjøleren 102 lite. Dette medfører at forskjellen i temperaturene på de kokende fluidene i disse to koker/kjølerene vil være liten. Dette leder til den tilstand at trykket i den kondenserende luftstrømmen kan være noe lavere enn trykket til det kondenserende nitrogen. Efterhvert som varmen i bunn-koker/kjøleren økes så blir antall plater mellom de to koker/kjølerene forøket og trykket i tilførselsluften til HP-kolonnen, strømmen 10, blir gradvis minsket. For en bestemt fordeling av koking mellom de to koker/kjølerene så er trykket i den kondenserende tilførselsluftstrømmen 100 det samme som det til tilførselsluftstrømmen 10. Efterhvert som varmen eller effekten ytterligere økes i bunn-koker/kjøleren 102 så blir trykket i tilførselluftstrømmen 10 lavere enn i tilførselluftstrømmen 100. I dette tilfellet kan tilførsel-luftstrømmen 100 fra en del av strømmen 10 forøkes i en kompressor. Denne kompressoren kunne drives av turbo-ekspanderen 62. Den optimale effektfordeling mellom de to koker/kjølerene er imidlertid slik at trykket til de to tilførselluftstrømmene er like. Dette forenkler prosessen og gjør dens operasjon lett.
Fig. 3 viser hovedkonseptet og mange variasjoner av dette er mulig. På fig. 3 ble det tilveiebragt kjøling ved ekspansjon av en del av tilførselsluftstrømmen i en turbo-ekspander til LP-kolonnen. Denne luftstrømmen kunne alternativt ekspanderes til et meget lavere trykk og derefter oppvarmes i varmevekslerene 16 og 12 for oppnåelse av en lavtrykkstrøm. Denne strømmen kan derefter benyttes for å regenerere molekylsiktlagene.
Det er også mulig å ekspandere en strøm som er forskjellig fra tilførselsluften for kjølingen. For eksempel kan en oksygenanriket spillstrøm fra koker/kjøleren 48 ekspanderes for tilveiebringelse av den tiltrengte kjøling. En del av høytrykk-nitrogenstrømmen fra toppen av HP-kolonnen kan alternativt ekspanderes til LP-kolonnenitrogentrykket for å tilfredsstille kjølebehovet.
Fig. 4 viser en annen utførelse av foreliggende oppfinnelse hvor en tredje koker/kjøler er tilføyet til LP-kolonnens bunnseksjon. For forenklingens skyld er tilførselsluften vist som en strøm som kommer inn i varmeveksleren 12 via ledningen 10. Dette er ekvivalent med tilfellet når trykket i de to tilførselsluftstrømmene 10 og 100 på fig. 1 er det samme. Under henvisning til fig. 4 så blir komprimert luft matet til prosessen via ledningen 10, avkjølt i varmevekslerene 12 og 16 og delt i to deler i ledningene 370 og 380, respektivt. Den første delen, i ledningen 370, blir delvis kondensert i koker/kjøleren 372 som befinner seg i bunnen av LP-kolonnen 44, og derefter tilført til bunnen av HP-kolonnen 20. Den andre delen, i ledningen 380, blir fullstendig kondensert i koker/kjøleren 382 og delt i to ytterligere deler. Den første ytterligere delen, i ledningen 384, reduseres i trykk og tilføres til et sted i HP-kolonnen 20 som befinner seg noen plater over tilførselen av den delvis kondenserte første delen, i ledningen 374. Den andre ytterligere delen, i ledningen 388, reduseres i trykk og innføres ved et øvre intermediært sted i LP-kolonnen 44 som urent tilbakeløp. I tillegg blir en del av den avkjølte, komprimerte tilførselsluften fjernet som en sidestrøm via ledningen 60. Denne sidestrømmen ekspanderes i turbo-ekspanderen 62, avkjøles ytterligere i varmeveksleren 16, og tilføres derefter via ledningen 64 til et intermediært sted i LP-kolonnen 44.
De to tilførselene, i ledningene 374 og 386, rektifiseres i HP-kolonnen 20 til en høytrykk-nitrogenfraksjon i toppen av kolonnen og en uren oksygenrestvæske. Høytrykk-nitrogenfraksjonen øverst i kolonnen fjernes via ledningen 22 fra HP-kolonnen 20 og oppdeles i to understrømmer. Den første understrømmen, i ledningen 24, oppvares i varmevekslerene 16 og 12 for å utvinne kjøling og fjernes derefter som produkt. Den andre understrømmen, i ledningen 26, kondenseres i koker/kjøleren 228 som befinner seg i den øvre delen av strippeseksjonen i LP-kolonnen 44. Denne kondenserte understrømmen oppdeles og tilføres til toppen av HP-kolonnen 20 og LP-kolonnen 44 via ledningene 232 og 234, respektivt, for tilveiebringelse av rent tilbakeløp.
Den urene oksygenrestvæsken fjernes fra HP-kolonnen 20 via ledningen 40, underkjøles i varmeveksleren 36, reduseres i trykk og føres derefter til et intermediært sted i LP-kolonnen 44 for destillasjon.
I LP-kolonnen 44 blir strømmen av urent flytende oksygen i ledningen 40, den ekspanderte tilførselsluftdelen i ledningen 64, og den kondenserte tilførselsluftdelen i ledningen 388, destillert for dannelse av en lavtrykk-nitrogenfraksjon øverst i kolonnen og en oksygenanriket restvæske. En del av lavtrykk-nitrogenfraksjonen i toppen av kolonnen kondenseres i koker/kjølerene 48 og returneres som rent nitrogen-tilbakeløp. Den resterende delen fjernes fra LP-kolonnen 44 via ledningen 52 som lavtrykk-nitrogenprodukt som derefter oppvarmes i varmevekslerene 36, 16 og 12 for å utvinne kjøling. Lavtrykk-nitrogenproduktet er typisk i trykkområdet 241-965 kPa abs.trykk, med foretrukket område 345-552 kPa abs.trykk, og dets strømningsgrad er 20-70$ av den totale tilførselsluftstrømmen til prosessen.
En del av den oksygenanrikede bunnvaesken fjernes fra LP-kolonnen 44, reduseres i trykk og tilføres via ledningen 54 til sumpen som omgir koker/kjøleren 48 hvor den fordampes. Den oksygenanrikede dampen blir derefter fjernet via ledningen 56 og oppvarmet for å utvinne kjøling i varmevekslerene 36, 16 og 12.
De hittil beskrevne utførelser for fremstilling av nitrogen-produktstrøm ved to forskjellige trykk - et ved LP-kolonnetrykket og det andre ved HP-kolonnetrykket. Så lenge som nitrogenproduktet trenges ved trykk som er høyere enn HP-kolonnetrykket så kan lavtrykk-nitrogenstrømmen komprimeres og blandes med høytrykk-nitrogenfraksjonen. I visse anvendelser kan imidlertid trykket i det sluttlige nitrogenproduktet være lavere enn det til HP-kolonnetrykket, men enten lik eller høyere enn LP-kolonnetrykket. I slike anvendelser så vil trykket til høytrykksnitrogenet fra HP-kolonnen, i de hittil beskrevne prosesser, måtte senkes eller alt nitrogenet produseres ved lavt trykk fra LP-kolonnen. I hvert tilfelle vil prosessen bli mindre effektiv. For å overvinne denne ineffektiviteten så bør foreliggende oppfinnelses konsept kombineres med noen av trekkene i prosessen i US-patent 4.543.115.
Ved å ta for eksempel fig. 3 i denne variasjonen så vil tilførselsluften bli levert til kuldeblokken ved to forskjellige trykk. En strøm vil befinne seg nær HP-kolonnetrykket og den andre ville befinne seg nær LP-kolonnetrykket. Delen av luftstrøm ved lavt trykk vil efter avkjøling bli direkte matet til LP-kolonnen. Intet høytrykksnitrogen produseres som produkt fra HP-kolonnen. Mengden av høy-trykksluft til HP-kolonnen er akkurat tilstrekkelig til å tilveiebringe de nødvendige tilbakeløpsstrømmene av flytende nitrogen og oppkokingen i LP-kolonnens strippeseksjon. Dette nedsetter strømningsmengden av luftstrømmen som er nødvendig ved HP-kolonnetrykket og bidrar til energi-innsparing når nitrogenproduktstrømmen er nødvendig ved et trykk som er lavere enn HP-kolonnetrykket. Resten av konfigurasjonen på fig. 3 vil forbli uendret.
Fig. 3 og 4 bruker mer enn en koker/kjøler i bunnseksjonen av LP-kolonnen og dette kan forhøye LP-kolonnen 44. I visse tilfeller kan denne forøkede høyden være uønsket. For slike anvendelser kan alle andre intermediære koker/kjølere unntatt den øverste intermediære koker/kjøleren, der nitrogen fra toppen av HP-kolonnen kondenseres, tas ut av LP-kolonnen og anbringes i en hjelpekolonne. Denne hjelpekolonnen kan plasseres ved en hvilken som helst egnet høyde under sumpen i LP-kolonnen. Den nederste koker/kjøleren 102 på fig. 3 flyttes til bunnen av hjelpekolonnen og den intermediære koker/kjøleren 228 befinner seg nå ved bunnen av LP-kolonnen. Nitrogen fra toppen av HP-kolonnen kondenseres nå i koker/- kjøleren som befinner seg ved bunnen av LP-kolonnen. Den oksygenrike væskestrømmen som fjernes fra bunnen av LP-kolonnen mates til toppen av hjelpekolonnen ved hjelp av tyngdekraften. I hjelpekolonnen befinner det seg noen plater. Oppkokingen ved bunnen av denne kolonnen tilveiebringes ved på fullstendig måte å kondensere luftstrømmen 100
i koker/kjøleren som befinner seg ved bunnen av denne kolonnen og dampstrømmen fra toppen av denne kolonnen sendes til bunnen av LP-kolonnen. Den kondenserte strømmen av flytende luft behandles på en måte som er lik den for strømmen 104 på fig. 3. Diameteren på hjelpekolonnen er mye mindre enn den på LP-kolonnen på grunn av reduserte damp- og væskestrømningsmengder i denne seksjonen.
Effektiviteten til foreliggende fremgangsmåte vil nå bli demonstrert i følgende eksempler:
EKSEMPEL 1
Det ble foretatt beregninger for å produsere nitrogen med oksygenkonsentrasjon på ca. 1 vppm. Både høytrykk- og lavtrykk-nitrogenstrømmer ble produsert fra destillasjonskolonnene og deres mengdeforhold ble justert for å mini-malisere kraftforbruket for hver prosess-sykel. I alle disse beregningene var basis 100 mol tilførselsluft og kraften ble beregnet som Kwh/tonn av produktnitrogen. Det sluttlige leveringstrykk for nitrogen ble alltid tatt for å være 855 kPa abs.trykk og derfor ble nitrogenstrømmene fra kuldeblokken komprimert i en produktnitrogenkompressor for tilveiebringelse av det ønskede trykk. Turbo-ekspanderen 62 ble normalt tatt for å være generatorladet og kreditt for den utviklede elektriske kraft ble tatt i kraftberegningene.
Beregninger ble først foretatt for prosessen på fig. 1. Alle relevante strømningsmengder, temperaturer, trykk og strøm-sammensetninger er vist i tabell I. Dette gir sammen-ligningsgrunnlaget for den tidligere teknikk. Det ble observert at for denne prosessen så blir 0.285 mol/mol tilførselsluft gjenvunnet som høytrykksnitrogen ved 855 kPa abs.trykk og 0.425 mol/mol tilførselsluft som lavtrykksnitrogen ved 372 kPa abs.trykk.
En rekke beregninger ble foretatt for prosessen på fig. 3 ved å variere strømningsmengden av luftstrømmen 100 som skulle til for oppkoking ved bunnen av LP-kolonnen. Dette ble gjort for å variere den relative oppkoking mellom de to koker/- kjølerene anordnet i LP-kolonnens strippeseksjon og for å finne minimumet i kraftforbruk. Kraftforbruket for de forskjellige tilfellene er oppsummert i tabell II. I tabell II er strømningsmengden av luftstrømmen 100 som skal til for å gi oppkokingen ved bunnen av LP-kolonnen variert fra 0,1 mol/mol av total tilførselsluft til 0,3 mol/mol av total tilførselsluft. For tilfellet I når 0,1 mol luft pr. mol total tilførselsluft kondenseres i bunn-koker/kjøleren 102 og dets trykk er lavere enn det til tilførselsluften til EP-kolonnen, så ble i denne tabellen trykket til den totale tilførselsluften antas å være det samme (855 kPa abs.trykk) for kraftberegningene. Dette ble gjort fordi det er upraktisk med effektiv produksjon av 10$ av den totale tilførselsluftstrømmen ved ca. 69 kPa lavere enn resten av tilførselsluftstrømmen ved bruk av en annen kompressor eller ekspander. Videre, dette ga anledning til tilførsel av en del av den kondenserte luftstrømmen til HP-kolonnen som urent tilbakeløp under påvirkning av tyngdekraften. For det tilfellet der 0,3 mol luft/mol total tilførselsluft kondenseres, så ble trykket til den kondenserende luftstrømmen forhøyet ved bruk av en kompressor. Denne booster-kompressoren ble drevet av turboekspanderen 62 under tilveiebringelse av kjøling til anlegget.
Efterhvert som strømningsmengden av den kondenserende luftstrømmen økes så blir den relative oppkoking i den nederste koker/kjøleren i LP-kolonnen øket. Som forventet er det en optimal fordeling i oppkokingsbehovet som skal til for de to koker/kjølerene som befinner seg i LP-kolonnens bunnseksjon. Når bare en liten oppkoking gis i den nederste koker/kjøleren så er forbedringen i destillasjon liten. På den annen side, når en stor fraksjon oppkoking tilveiebringes - i den nederste koker/kjøleren så er det et større tap av rent nitrogentilbakeløp når en større fraksjon av total til-førselsluft kondenseres til flytende luft under tilveiebringelse av for mye urent tilbakeløp til kolonnene, hvilket betyr en ineffektiv destillasjon. Det foreligger en optimal fordeling av oppkokingsbehovet. Som det fremgår fra tabell II så oppnås dette optimum for strømningsmengden av den kondenserende luftstrømmen ved ca. 0,2 mol/mol total tilførselsluft. Den optimale kraft er 2,2 $ lavere enn den tidligere kjente prosess på fig. 1. For anlegg med stor tonnasje så betyr dette vesentlige innsparinger i variabel kostnad for nitrogenproduksjonen.
En annen observasjon som kan gjøres fra tabell II er at minimum i kraft oppnås for strømningsmengden av kondenserende luftstrøm slik at den totale tilførselsluft kan leveres ved ett trykk til kuldeblokken. Dette er ønskelig fordi det unngår de kapitalomkostninger som er forbundet med utvikling-en og håndteringen av tilførselsluftstrømmen ved to forskjellige trykk. De relevante prosessbetingelsene for dette optimale tilfellet er vist i tabell I.
EKSEMPEL 2 (Sammenligningseksempel)
Den prosess som beskrives i US-patent 4.448.595 (fig. 2) ble også simulert for produksjon av nitrogenprodukt med de samme spesifikasjonene som for eksempel 1. På grunn av den begrensning at nitrogenet fra toppen av HP-kolonnen må kondenseres mot det urene LOX fra bunnen av HP-kolonnen og all urent LOX må fullstendig fordampes av det kondenserende nitrogenet, så er destillasjonen i denne prosessen helt ineffektiv. For at prosessen skal produsere nitrogen ved høy utvinning (0,71 mol/mol total tilførselsluft), så må en stor fraksjon av tilførselsluften (37$) kondenseres i bunn-koker/kjøleren i LP-kolonnen. Dette berøver kolonnene for rent tilbakeløp og gjør prosessen ineffektiv. Kraftforbruket for dette tilfellet er 144,2 KwH/tonn av N2. Dette er 2,4$ mer enn den tidligere kjente prosess som er vist på fig. 1 og 4,6$ mer enn foreliggende prosess.
EKSEMPEL 3 (Sammenligningseksempel)
Beregninger ble også foretatt for prosessen i US-patent 4.582.518. Også her var produktspesifikasjonene lik det som er beskrevet i eksempel 1. I dette patentet blir luft delvis kondensert i bunn-koker/kjøleren i LP-kolonnen og tilført til bunnen av HP-kolonnen. Det er intet urent tilbakeløp i form av flytende luft til destillasjonskolonnene. Kraften som forbrukes av denne prosessen var ca. 142,7 KwH/tonn av N2 hvilket er 1,3$ mer enn den tidligere kjente prosess på fig.
1 og 3,6$ mer enn foreliggende prosess.
En oversikt over kraften forbrukt ved de forskjellige prosessene er vist i tabell III. Det fremgår klart at foreliggende fremgangsmåte er den mest effektive metode for fremstilling av nitrogen.
For nitrogenanlegg med stor tonnasje er energi den største delen av den totale pris for nitrogenprodukt. Ved tilveiebringelse av en fremgangsmåte som reduserer kraftforbruket med mer enn 2$ i forhold til de tidligere kjente prosessene uten mye ytterligere kapital, tilveiebringer foreliggende oppfinnelse attraktive prosesser for slike anvendelser.
Ved veloverveid bruk av mer enn en koker/kjøler i LP-kolonnens strippeseksjon og også mer riktig valg av de kondenserende fluider, så minsker foreliggende oppfinnelse den irreversibilitet som er forbundet med destillasjonen i de tidligere kjente prosesser.
To av de nærmest liggende tidligere kjente teknikker som benytter dobbelt destillasjonskolonnesystem med mer enn en koker/kjøler er US-patenter 4.448.595 og 4.582.518. Som omtalt tidligere foretar Cheung i US-patent 4.448.595 en fullstendig fordampning av det urene LOX fra bunnen av HP-kolonnen mot høytrykksnitrogenet fra toppen av HP-kolonnen. Det fordampede urene LOX har en sammensetning med et snevert område (31-36$ 02) og derfor er det som om sammensetningen hvor intermediær oppkoking i LP-kolonnen tilveiebringes, nesten er fiksert. På grunn av denne lokalisering av den kokte damptilførselen så er det, for oppnåelse av rimelig høye utvinninger av nitrogen (slik at nitrogenkonsentrasjonen er mindre enn 25$ i væsken som forlater bunnen av LP-kolonnen), nødvendig at en betydelig større fraksjon av tilførselsluft kondenseres i bunn-koker/kjøleren i LP-kolonnen. Dette gjøres for å skape nok damp i bunnseksjonen av LP-kolonnen for å unngå "pinching". Kondensasjon av en større fraksjon av tilførselsluften i bunn-koker/kjøleren berøver kolonnen for rent nitrogentilbakeløp og øker fraksjonen av lavtrykk-nitrbgenprodukt fra LP-kolonnen ved rimelig høye nitrogenutvinninger. Dette leder til stor økning i den kraft som behøves av nitrogenprodukt-kompressoren. Dersom, på den annen side, mengden av høytrykk-nitrogenprodukt fra HP-kolonnen skal holdes høy så blir den totale nitrogenutvinning minsket. Dette øker strømmen av luft gjennom tilførselsluftkompressoren og denne komponenten av den totale kraft økes. Netto-effekten er at den totale kraft for denne prosessen er høy. En annen faktor som bidrar til denne kraftøkning er det faktum at urent LOX fullstendig fordampes og derefter mates som damp til LP-kolonnen. Dette nedsetter fleksibiliteten ved justering av oppkokingsfordelingen i LP-kolonnens strippeseksjon for å optimalisere ydelsesevnen til denne seksjonen i LP-kolonnen.
US-patent 4.582.518 til Erickson, fjerner det ufullkomne ved Cheung's prosess ved å mate urent LOX til et riktig sted i LP-kolonnen og plassere den intermediære koker/kjøleren ved et optimalt sted i denne kolonnens strippeseksjon. Ved bare delvis å kondensere luft i bunn-koker/kjøleren så eliminerer den imidlertid dannelsen av flytende luft og således det urene tilbakeløpet. I denne prosessen blir derfor ikke nedgangen i mengden av tilbakeløp av flytende nitrogen kompensert ved dannelsen av en uren tilbakeløpsstrøm. Dette øker andelen av nitrogenprodukt som produseres fra LP-kolonnen og leder til økning i kraftforbruket i nitrogen-produktkompressoren og således kraftforbruket til den totale prosess.
Foreliggende oppfinnelse mater alt urent LOX til et optimalt sted i LP-kolonnen. Den intermediære koker/kjøleren befinner seg ved et riktig sted i LP-kolonnens strippeseksjon. En del av tilførselsluften blir fullstendig kondensert i bunn-koker/kjøleren i LP-kolonnen. Mens bruken av disse to koker/kjølerene med forskjellig kondenserende fluider minsker produksjonen av urent nitrogentilbakeløp, så blir derfor en uren tilbakeløpsstrøm som flytende luft produsert. Den kondenserte flytende luft blir optimalt fordelt og matet til egnede steder i HP- og LP-kolonnene. Dette hjelper opprett-holdelse av de høye utvinningene av nitrogen hvorved en rimelig større fraksjon derav produseres som høytrykks-nitrogen fra toppen av HP-kolonnen. Den relative mengde av oppkokinger i de to koker/kjølerene påvirker ikke bare ydelsen til LP-kolonnens strippeseksjon, men regulerer også de relative mengder av flytende nitrogen- og flytende luft-tilbakeløpsstrømmer. Den relative mengden av disse til-bakeløpsstrømmene bevirker nitrogenutvinningen, spesielt den nitrogenfraksjon som utvinnes som høytrykksnitrogen fra HP-kolonnen. Foreliggende oppfinnelse sørger for en uavhengig regulering av den relative oppkoking i de to koker/kjølerene for derved å oppnå et totalt optimum mellom disse to faktorer og gir det laveste kraftforbruket. Dette gjør foreliggende oppfinnelse meget verdifull.

Claims (6)

1. Kryogen luftsepareringsprosess for fremstilling av nitrogen av høy renhet i et dobbeltkolonne-destillasjonssystem omfattende en høytrykkskolonne og en lavtrykkskolonne innbef attende: (a) rektifisering av en avkjølt, komprimert tilførsels-luft i høytrykkskolonnen for derved å produsere en høytrykk-nitrogenfraksjon øverst i kolonnen og et bunnprodukt av flytende oksygen; (b) fjerning, underkjøling og tilførsel av vesentlig alt urent bunnprodukt av flytende oksygen til lavtrykkskolonnen, hvorved slik fjerning, underkjøling og tilførsel oppnås uten å eksponere det urene bunnproduktet av flytende oksygen for koking utenfor lavtrykkskolonnen, og destillasjon av det under-kjølte, urene bunnproduktet av flytende oksygen i lavtrykkskolonnen for dannelse av et avfall-bunnprodukt av flytende oksygen og lavtrykk-nitrogentopp-prodoukt ved et trykk mellom 241 kPa (absolutt) og 965 kPa (absolutt); (c) fullstendig kondensering av en del av lavtrykk-nitrogentopp-produktet i en koker/kjøler mot fordampende avfall-bunnprodukt av flytende oksygen, som har blitt fjernet fra lavtrykkskolonnen og fått sitt trykk redusert, og tilbakeløpskoking i lavtrykkskolonnen av den fullstendig kondenserte del av lavtrykksnitrogenet; (d) anordning av en første koker/kjøler i bunnen av lavtrykkskolonnen eller i bunndelen av lavtrykkskolonnens strippeseksjon; og (e) anordning av en annen koker/kjøler i lavtrykkskolonnen strippeseksjon mellom den første koker/- kjøleren og tilførselsstedet for uren flytende oksygen til lavtrykkskolonnen; karakterisert ved at (f) en del av høytrykk-nitrogentopp-produktet (26) kondenseres i den andre koker/kjøleren (228) mot fordampende væske som beveger seg ned gjennom lavtrykkskolonnen (44) og hvor den andre koker/kjøleren (228) er den høyest beliggende koker/kjøleren i lavtrykkskolonnen (44); (g) tilbakeløpskoking i høytrykkskolonnen (20) av i det minste en del (232) av det kondenserte høytrykks-nitrogenet utviklet i trinn (f); (h) fullstendig kondensering i den første koker/kjøleren (102 eller 382) av en avkjølt, komprimert tilførsels-luftstrøm (100 eller 380); og (i) føring av den resulterende kondenserte tilførsels-luf ten i trinn (h) til i det minste en av de to destillasjonskolonnene i dobbeltkolonne-destilla-sjonssystemet som urent tilbakeløp.
2. Fremgangsmåte ifølge krav 1, karakterisert ved at den første koker/kjøleren (102 eller 382) befinner seg i det minste et likevektstrinn over bunnen i lavtrykkskolonnens (44) strippeseksjon, og ved at det er anordnet en tredje koker/kjøler (372) i bunnen av lavtrykkskolonnen (44), hvor den avkjølte, komprimerte tilførselsluften fra trinn (a) delvis kondenseres i nevnte tredje koker/kjøler (372) før rektifisering i høytrykkskolonnen (20).
3. Fremgangsmåte ifølge krav 1 eller 2, karakterisert ved at det fordampede avfallsoksygenet i trinn (b) ekspanderes for tilveiebringelse av arbeid, og at det ekspanderte avfallsoksygenet oppvarmes for å utvinne eventuell gjenværende kjøling.
4. Fremgangsmåte ifølge hvilket som helst av de foregående krav, karakterisert ved at den resulterende kondenserte tilførselsluften i trinn (h) (104 eller 384) oppdeles i første (386) og andre (388) understrømmer, hvor den første understrømmen føres til et lavere sted i høy-trykkskolonnen (20) som urent tilbakeløp, og den andre understrømmen føres til et øvre sted i lavtrykkskolonnen (44) som urent tilbakeløp.
5 . Fremgangsmåte ifølge krav 4, karakterisert ved at den første understrømmen er 30-70 % av den resulterende kondenserte tilførselsluft i trinn (h) (104 eller 384).
6. Fremgangsmåte ifølge hvilket som helst av de foregående krav, karakterisert ved at begge de avkjølte, komprimerte tilførselsluftstrømmene befinner seg ved det samme trykket.
NO910891A 1990-03-09 1991-03-06 Kryogen luftsepareringsprosess for fremstilling av nitrogen i et dobbeltkolonne-destillasjonssystem NO175393C (no)

Applications Claiming Priority (1)

Application Number Priority Date Filing Date Title
US07/491,756 US5006137A (en) 1990-03-09 1990-03-09 Nitrogen generator with dual reboiler/condensers in the low pressure distillation column

Publications (4)

Publication Number Publication Date
NO910891D0 NO910891D0 (no) 1991-03-06
NO910891L NO910891L (no) 1991-09-10
NO175393B true NO175393B (no) 1994-06-27
NO175393C NO175393C (no) 1994-10-05

Family

ID=23953532

Family Applications (1)

Application Number Title Priority Date Filing Date
NO910891A NO175393C (no) 1990-03-09 1991-03-06 Kryogen luftsepareringsprosess for fremstilling av nitrogen i et dobbeltkolonne-destillasjonssystem

Country Status (4)

Country Link
US (1) US5006137A (no)
EP (1) EP0450768B1 (no)
CA (1) CA2037503A1 (no)
NO (1) NO175393C (no)

Families Citing this family (19)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
US5315833A (en) * 1991-10-15 1994-05-31 Liquid Air Engineering Corporation Process for the mixed production of high and low purity oxygen
FR2685459B1 (fr) * 1991-12-18 1994-02-11 Air Liquide Procede et installation de production d'oxygene impur.
US5257504A (en) * 1992-02-18 1993-11-02 Air Products And Chemicals, Inc. Multiple reboiler, double column, elevated pressure air separation cycles and their integration with gas turbines
US5275003A (en) * 1992-07-20 1994-01-04 Air Products And Chemicals, Inc. Hybrid air and nitrogen recycle liquefier
US5351492A (en) * 1992-09-23 1994-10-04 Air Products And Chemicals, Inc. Distillation strategies for the production of carbon monoxide-free nitrogen
GB9326168D0 (en) * 1993-12-22 1994-02-23 Bicc Group The Plc Air separation
GB9414939D0 (en) * 1994-07-25 1994-09-14 Boc Group Plc Air separation
US5551258A (en) * 1994-12-15 1996-09-03 The Boc Group Plc Air separation
GB9500120D0 (en) * 1995-01-05 1995-03-01 Boc Group Plc Air separation
US5513497A (en) * 1995-01-20 1996-05-07 Air Products And Chemicals, Inc. Separation of fluid mixtures in multiple distillation columns
US5669237A (en) * 1995-03-10 1997-09-23 Linde Aktiengesellschaft Method and apparatus for the low-temperature fractionation of air
US5611218A (en) * 1995-12-18 1997-03-18 The Boc Group, Inc. Nitrogen generation method and apparatus
US5678425A (en) * 1996-06-07 1997-10-21 Air Products And Chemicals, Inc. Method and apparatus for producing liquid products from air in various proportions
US5934104A (en) * 1998-06-02 1999-08-10 Air Products And Chemicals, Inc. Multiple column nitrogen generators with oxygen coproduction
EP1582830A1 (en) * 2004-03-29 2005-10-05 Air Products And Chemicals, Inc. Process and apparatus for the cryogenic separation of air
FR2974890A1 (fr) * 2009-05-13 2012-11-09 Air Liquide Procede et appareil de separation d'air par distillation cryogenique.
US8342486B2 (en) 2010-08-09 2013-01-01 Robert S Smith Durable steam injector device
EP3059536A1 (de) * 2015-02-19 2016-08-24 Linde Aktiengesellschaft Verfahren und Vorrichtung zur Gewinnung eines Druckstickstoffprodukts
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 (19)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
GB1215377A (en) * 1968-01-18 1970-12-09 Vnii Kislorodnogo I Kriogennog Air rectification plant for the production of pure nitrogen
JPS56124879A (en) * 1980-02-26 1981-09-30 Kobe Steel Ltd Air liquefying and separating method and apparatus
US4400188A (en) * 1981-10-27 1983-08-23 Air Products And Chemicals, Inc. Nitrogen generator cycle
US4416677A (en) * 1982-05-25 1983-11-22 Union Carbide Corporation Split shelf vapor air separation process
US4453957A (en) * 1982-12-02 1984-06-12 Union Carbide Corporation Double column multiple condenser-reboiler high pressure nitrogen process
US4448595A (en) * 1982-12-02 1984-05-15 Union Carbide Corporation Split column multiple condenser-reboiler air separation process
US4439220A (en) * 1982-12-02 1984-03-27 Union Carbide Corporation Dual column high pressure nitrogen process
US4464188A (en) * 1983-09-27 1984-08-07 Air Products And Chemicals, Inc. Process and apparatus for the separation of air
US4543115A (en) * 1984-02-21 1985-09-24 Air Products And Chemicals, Inc. Dual feed air pressure nitrogen generator cycle
US4582518A (en) * 1984-09-26 1986-04-15 Erickson Donald C Nitrogen production by low energy distillation
US4617036A (en) * 1985-10-29 1986-10-14 Air Products And Chemicals, Inc. Tonnage nitrogen air separation with side reboiler condenser
US4662916A (en) * 1986-05-30 1987-05-05 Air Products And Chemicals, Inc. Process for the separation of air
US4662917A (en) * 1986-05-30 1987-05-05 Air Products And Chemicals, Inc. Process for the separation of air
US4662918A (en) * 1986-05-30 1987-05-05 Air Products And Chemicals, Inc. Air separation process
US4796431A (en) * 1986-07-15 1989-01-10 Erickson Donald C Nitrogen partial expansion refrigeration for cryogenic air separation
US4704148A (en) * 1986-08-20 1987-11-03 Air Products And Chemicals, Inc. Cycle to produce low purity oxygen
US4769055A (en) * 1987-02-03 1988-09-06 Erickson Donald C Companded total condensation reboil cryogenic air separation
US4871382A (en) * 1987-12-14 1989-10-03 Air Products And Chemicals, Inc. Air separation process using packed columns for oxygen and argon recovery
US4817394A (en) * 1988-02-02 1989-04-04 Erickson Donald C Optimized intermediate height reflux for multipressure air distillation

Also Published As

Publication number Publication date
EP0450768A3 (en) 1991-10-23
NO910891D0 (no) 1991-03-06
CA2037503A1 (en) 1991-09-10
NO910891L (no) 1991-09-10
EP0450768B1 (en) 1994-10-05
NO175393C (no) 1994-10-05
EP0450768A2 (en) 1991-10-09
US5006137A (en) 1991-04-09

Similar Documents

Publication Publication Date Title
NO175393B (no) Kryogen luftsepareringsprosess for fremstilling av nitrogen i et dobbeltkolonne-destillasjonssystem
US4843828A (en) Liquid-vapor contact method and apparatus
AU649171B2 (en) Process for the cryogenic distillation of air at elevated pressures which have multiple reboiler/condensers in the low pressure column
EP0476989B1 (en) Triple distillation column nitrogen generator with plural reboiler/condensers
US5251449A (en) Process and apparatus for air fractionation by rectification
JPH0789017B2 (ja) 高圧窒素の製造方法及び装置
US6257019B1 (en) Production of nitrogen
US20110192194A1 (en) Cryogenic separation method and apparatus
NO174684B (no) Fremgangsmaate ved fremstilling av nitrogen ved destillasjon av luft
AU685930B2 (en) Air separation
NO169977B (no) Fremgangsmaate for separering av luft ved kryogen destillasjon
EP0584420B1 (en) Efficient single column air separation cycle and its integration with gas turbines
EP2297536A2 (en) Method and apparatus for separating air
EP0770841A2 (en) Air separation
EP0182620B1 (en) Nitrogen generation
US6082137A (en) Separation of air
US20020121106A1 (en) Three-column system for the low-temperature fractionation of air
EP2510295B1 (en) Oxygen production method and apparatus for enhancing the process capacity
US4747859A (en) Air separation
CA1296615C (en) Air separation
CA2097865A1 (en) Air separation
TW202117249A (zh) 空氣的低溫分離方法與設備
CA2260722C (en) Cryogenic rectification system with serial liquid air feed
JPH11325716A (ja) 空気の分離
AU683651B2 (en) Air separation process and apparatus for the production of high purity nitrogen