NO176221B

NO176221B - Fremgangsmåte for ökning av argongjenvinning fra en blanding, f.eks. luft

Info

Publication number: NO176221B
Application number: NO891779A
Authority: NO
Inventors: Robert Michael Thorogood; Douglas Leslie Bennett; Bruce Kyle Dawson; Alan Lindsay Prentice; Rodney John Allam
Original assignee: Air Prod & Chem
Priority date: 1988-04-29
Filing date: 1989-04-28
Publication date: 1994-11-14
Also published as: AU601105B2; NO891779L; ES2037416T3; KR910003111B1; EP0341854A1; EP0341854B1; NO891779D0; KR890015774A; DE68903598D1; CA1280355C; GR3006617T3; AU3329589A; JP2516680B2; US4871382A; DE68903598T2; JPH01312382A; NO176221C

Description

Foreliggende oppfinnelse vedrører en fremgangsmåte for økning av argongjenvinning fra en blanding, f.eks luft hvorved det benyttes en strukturert pakning som indre materiale i lavtrykks- og argonsidearm-kolonner i et integrert flerkolonne-destillasjonssystem.

Det er kjent en rekke prosesser for separering av luft ved kryogen destillasjon i dens bestanddelkomponenter, og representative blant disse er US patenter 3.729.943; 4.533.375; 4.578.095; 4.604.116; 4.605.427; 4.670.031 og 4.715.874.

I tillegg er det kjent eksempler på strukturerte eller ordnede pakninger, og representative blant disse er US patenter 4.128.684; 4.186.159; 4.296.050; 4.455.339; 4.497.751; 4.497.752 og 4.497.753.

Foreliggende oppfinnelse angår en forbedring ved en fremgangsmåte for separering av blandinger som omfatter oksygen, nitrogen og argon (f.eks. luft) ved kryogen destillasjon i et integrert flerkolonne-destillasjonssystem som har en lavtrykkskolonne og en argonsidearmkolonne, hvor argonsidearmkolonnen integrert kommuniserer med lavtrykkskolonnen. Et typisk integrert flerkolonne-destillasjonssystem har tre kolonner. I hver av disse kolonnene blir en væskefasestrøm og en dampfasestrøm intimt bragt i kontakt, hvorved det gis adgang for masseoverføring. Forbedringen omfatter at denne intime kontakt av væske- og dampfasestrømmene bevirkes i lavtrykkskolonnen og argonsidearmkolonnen ved bruk av strukturert pakning.

Ifølge foreliggende oppfinnelse er det således tilveiebragt en fremgangsmåte for økning av argongjenvinning fra en blanding omfattende oksygen, nitrogen og argon, ved kryogen destillasjon i et integrert flerkolonne-destillasjonssystem som har en lavtrykkskolonne og en argonsidearmkolonne, som på integrert måte kommuniserer med lavtrykkskolonnen, hvor en væskefasestrøm og en dampfasestrøm i hver kolonne i det integrerte destillasjonssystemet bringes i intim kontakt for masseoverføring, og denne fremgangsmåten er kjennetegnet ved at den intime kontakten mellom væske- og dampfasestrømmene i lavtrykkskolonnen og argonsidearmkolonnen utføres ved anvendelse av en strukturert pakning i de områder av lavtrykkskolonnen og argonsidearmkolonnen i hvilke argonkonsentrasjonen er i området 0,6-75 volum-# og at det anvendes —ét totale av minst 116 teoretiske trinn i lavtrykkskolonnen og argonsidearmkolonnen. Figurene 1 og 2 er skjematiske diagrammer av typiske integrerte destillasjonssystem-separeringsprosesser som produserer argon- og oksygenprodukter. Fig. 3 er en grafisk fremstilling av argonutvinning som en prosentandel av argon i lufttilførselen mot det relative antall av teoretiske trinn. Fig. 4 er en grafisk fremstilling av argonutvinningsøkning som en prosentandel av teoretisk maksimum mot det relative antall teoretiske trinn.

Den kryogene separeringen av luft til dannelse av nitrogen-, oksygen- og argonprodukter blir vanligvis utført i et integrert f lerkolonne-destillasjonssystem. Et typisk integrert flerkolonne-destillasjonssystem har tre kolonner, men det kan imidlertid inneholde flere. Disse tre kolonnene i trekolonne-destillasjonssystemet kalles høytrykkskolonnen, lavtrykkskolonnen og argonsidearmkolonnen. I det vesentlige er forbedringen ifølge oppfinnelsen anvendelsen av en strukturert pakning istedenfor destillasjonstårnbunner (i det følgende også betegnet destillasjonsbunner) i lavtrykks- og argonsidearmkolonnene i et trekolonne-destillasjonssystem. Denne anvendelse resulterer i forøket argonutvinning. Foreliggende oppfinnelse kan anvendes på en hvilken som helst luftsepareringsprosess som produserer argon- og oksygenprodukter. Eksempler på slike luftsepareringsproses-ser som separerer argon og oksygen for dannelse av begge som produkter, er vist i US patenter 3.729.943; 4.533.375; 4.578.095; 4.604.116; 4.605.427; og 4.670.031.

Foreliggende oppfinnelse forstås best i forbindelse med en typisk trekolonne-luftsepareringsprosess; et flytskjema for en typisk trekolonne-luftsepareringsprosess som produserer oksygen- og argonprodukter, er illustrert på fig. 1.

Unfder henvisning til fig. 1 blitt komprimert luft nær omgivelsestemperatur tilført via ledningen 10 til varmeveksleren 12 hvor den avkjøles slik at den blir nær dens duggpunkt. Vann og karbondioksyd fjernes fra denne til-førselsluften ved molekylsiktadsorpsjon (ikke vist). Denne fjerning kan også oppnås ved å endre strømmen av luft og en lavtrykksreturstrøm i varmeveksleren 12, dvs. en reverserende varmeveksler. Denne avkjølte, komprimerte, urenhetsfrie luften, nå i ledning 14, oppdeles deretter i to deler. Den første delen tilføres via ledningen 16 til et lavere sted eller beliggenhet i høytrykkskolonnen 18. Den andre delen, i ledningen 20, oppdeles videre i to deler. Den første delen tilføres til argonproduktfordamperen 94 via ledningen 21 og en andre delen tilføres til og kondenseres i produktfordamperen 22 for å sørge for koking av flytende oksygen i den sumpomgivende produktfordamperen 22, og fjernes fra produktfordamperen 22 via ledningen 24. Den kondenserte væsken, i ledningen 24, blir deretter separert i to deler, hvor den første delen tilføres som tilførsel til et mellomliggende sted i høytrykkskolonnen 18 via ledningen 26 og den andre delen i ledningen 28, som er underkjølt i varmeveksleren 30, trykkavlastes i J-T-ventilen 32 og tilføres til et mellomliggende sted i lavtrykkskolonnen 36 via ledningen 34. Topprodukt fjernes fra høytrykkskolonnen 18 via ledningen 14 og oppdeles deretter i to deler. Den første delen oppvarmes i hovedvarmeveksleren 12 for å gjenvinne kjøling og fjernes deretter som høytrykksnitrogenprodukt via ledningen 44. Den andre delen føres via ledningen 46 til fordamperen/kjøleren 48 som er plassert i bunnen av lavtrykkskolonnen 36 hvori den kondenseres og fjernes via ledningen 50. Denne kondenserte rene nitrogenstrømmen oppdeles deretter i tre deler. Den første delen føres via ledningen 52 til toppen av høytrykks-kolonnen 18 for tilveiebringelse av tilbakeløp. Den andre delen fjernes som flytende nitrogenprodukt via ledningen 54, og den tredje delen, som fjernes via ledningen 56, under-kjøles i varmeveksleren 30, trykkavlastes i J-T-ventileen 58 og føres til toppen av lavtrykkskolonnen 36 via ledningen 60 for tilveiebringelse av et rent nitrogentilbakeløp til topp-latt "-delen i lavtrykkskolonnen 36. Som et valg kan den andre delen i ledningen 54 underkjøles i underkjøleren 30 før den fjernes som produkt.

Oksygenanriket flytende bunnmateriale fra høytrykkskolonnen 18 fjernes via ledningen 62. Denne strømmen kombineres med strømmen 100, en kondensert luftstrøm fra argonproduktfordamperen 94, til dannelse av kombinert oksygenanriket flytende strøm 64. Denne kombinerte flytende strømmen underkjøles i varmeveksleren 30 og oppdeles deretter i to understrømmer. Den første understrømmen, ledning 66, trykkavlastes i J-T-ventilen 68 og føres inn i et øvre-intermediært område i lavtrykkskolonnen 36. Den andre under-strømmen, ledningen 70, trykkavlastes i J-T-ventilen 71 og føres til den sumpomgivende kjøleren 86 som befinner seg ved toppen av argon-kolonnen 72 for tilveiebringelse av avkjøling for kjøleren 86. Et gassformig topprodukt fjernes fra topp-delen av den sumpomgivende kjøleren 86 via ledningen 74 og kombineres med en liten væskestrøm 76 som også er fjernet fra den sumpomgivende kjøleren 86 til dannelse av kombinert strøm 78. Strømmen 76 fjernes av sikkerhetsgrunner; denne fjerning hindrer akkumulering av hydrokarboner i den sumpomgivende kjøleren 86. Denne kombinerte strømmen 78 føres inn i et intermediaert område i lavtrykkskolonnen 36.

En sidestrøm fjernes fra et lavere-intermediært område i lavtrykkskolonnen 36 via ledningen 80 og føres til en nedre del i argonkolonnen 72. Det vaeskeformige bunnmaterialet fra argonkolonnne 72 returneres via ledningen 82 til lavtrykkskolonnen 36 ved det samme stedet som den fjernede side-strømmen 80 for tilveiebringelse av intermediaert kolonne-tilbakeløp. Argon-toppmaterialet fjernes fra argonkolonnen 72 via ledningen 84, kondenseres i kjøleren 86 og oppdeles i to deler. Den første delen returneres til toppen av argon-kolonnen 72 via ledningen 90 for tilveiebringelse av tilbake-løp til argonkolonnen 72. Den andre delen fjernes og føres via ledningen 92 til argonproduktforddamperen 94. Argongassprodukt fjernes fra produktfordamperen 94 via ledningen 96 og flytende argonprodukt fjernes fra produktfordamperen 94 via ledningen 98.

En flytende bunnstrøm fjernes fra lavtrykkskolonnen 36 (bunn-sumpen som omgir fordamperen/kjøleren 48) og tilføres til den sumpomgivende produktfordamperen 22 via ledningen 102. Gassformig oksygenprodukt fjernes fra den sumpomgivende produktfordamperen 22 via ledningen 106, oppvarmes for å gjenvinne kjøling i hovedvarmeveksleren 12 og fjernes som gassformig oksygenprodukt via ledningene 108. Et flytende oksygenprodukt fjernes fra en nedre del av den sumpomgivende produktfordamperen 22 som flytende oksygenprodukt via ledningen 104.

En flytende sidestrøm fjernes via ledningen 110 fra et intermediaert sted i høytrykkskolonnen 18. Denne urene flytende sidestrømmen underkjøles i varmeveksleren 30, trykkreduseres og tilføres som tilbakeløp til en øvre del i lavtrykkskolonnen 36 via ledningen 112. I tillegg blir en gassformig sidestrøm fjernet via ledningen 114 fra et lig-nende sted i høytrykkskolonnen 18. Denne sidestrømmen oppvarmes i hovedvarmeveksleren 12 for å gjenvinne kjøling og arbeidsekspanderes i ekspanderingsanordningen 116 for å gjenvinne kjøling. Denne ekspanderte strømmen befinner seg nå i strømmen 118.

En gassformig sidestrøm fjernes via ledningen 120 fra et øvre sted i lavtrykkskolonnen 36 og oppdeles i to deler. Den første delen, i ledningen 122, oppvarmes i varmeveksleren 112 for å gjenvinne kjøling, anvendes som reaktiveringsgass og fjernes fra prosessen via ledningen 124.

Reaktiveringsgass er nødvendig for å reaktivere en molekylsikt-adsorpsjonsenhet som benyttes for å fjerne vann og karbondioksyd fra komprimert tilførselsluft. Dersom reaktiveringsgass er unødvendig, så vil strømmen 124 bli luftet til atmosfæren som spillmateriale. Den andre delen av sidestrømmen, ledningen 126, oppvarmes i varmeveksleren 30 for å gjenvinne kjøling og kombineres med ekspandert strøm 118 for dannelse av kombinert strøm 130. Denne kombinerte strømmen 130 oppvarmes deretter i varmeveksleren 12 for å gjenvinne kjøling og luftes som spillmateriale via ledningen 132.

Til slutt blir toppmaterialet fra lavtrykkskolonnen 36 fjernet via ledningen 134 og oppvarmet i varmeveksleren 30 for å gjenvinne kjøling. Dette oppvarmede toppmaterialet, nå i ledningen 136, blir ytterligere oppvarmet i varmeveksleren 12 for å gjenvinne kjøling og fjernet som lavtrykk-nitrogenprodukt via ledningen 138.

En alternativ utførelse av trekolonneprosessen er vist på fig. 2. Fig. 2 viser en trekolonneprosess hvor oksygen for-dampes som produkt direkte fra lavtrykkskolonnen uten anvendelse av en luftkondensasjonsfordamper. Felles strømmer i figurene 1 og 2 har samme nummer.

Under henvisning til fig. 2 blir komprimert luft som befinner seg nær omgivelsestemperatur tilført via ledningen 10 til varmeveksleren 12 hvor den avkjøles for at den skal befinne seg nær dens duggpunkt. Vann og karbondioksyd fjernes fra denne tilførselsluften ved hjelp av molekylsiktadsorpsjon (ikke vist). Den fjerningen kan også oppnås ved å endre strømmen av luft og en lavtrykk-returstrøm i varmeveksleren 12, dvs. en reverserende varmeveksler. Denne avkjølte, komprimerte, urenhetsfrie luften som nå befinner seg i ledningen 14, blir deretter oppdelt i to deler. Den første delen føres via ledningen 16 til et nedre eller lavere sted i høytrykks-kolonnen 18. Den andre delen tilføres via ledningen 200 til argonproduktfordamperen 22 hvorfra den kondenserte strømmen returneres via ledningen 100 og forenes med ledningen 62.

Toppmaterialet fjernes fra høytrykkskolonnen 18 via ledningen 40 og oppdeles deretter i to deler. Den første delen, ledningen 42 oppdeles i to understrømmer. Den første under-strømmen oppvarmes i hovedvarmeveksleren 12 for å gjenvinne kjøling og fjérnes deretter som høytrykk-nitrogenprodukt via ledningen 44. Den andre understrømmen, ledningen 206, oppvarmes i varmeveksleren 12, ekspanderes i ekspanderingsanordningen 116 for å gjenvinne kjøling og forenes via ledningen 208 med lavtrykksnitrogenet i ledningen 136. Den andre delen føres via ledningen 48 til fordamper/kjøleren 48 beliggende i bunnen av lavtrykkskolonnen 36 hvor den kondenseres og fjernes via ledningen 50. Denne kondenserte rene nitrogenstrømmenoppdeles deretter i tre deler. Den første delen føres via ledningen 52 til toppen av høytrykkskolonnen 18 for tilveiebringelse av tilbakeløp til høytrykkskolonnen 18. Den andre delen fjernes som flytende nitrogenprodukt via ledningen 54, og den tredje delen, som fjernes via ledningen 56, underkjøles i varmeveksleren 30, trykkavlastes i J-T-ventilen 58 og føres til toppen av lavtrykkskolonnen 36 via ledningen 60, for tilveiebringelse av et rent nitrogen-tilbakeløp til topp-"hatt"-delen av lavtrykkskolonnen 36. Etter valg kan den andre delen 1 ledningen 54 underkjøles i underkjøleren 30 før den blir fjernet som produkt.

Oksygenanriket flytende bunnmateriale fra høytrykkskolonnen 18 fjernes via ledningen 62 og underkjøles i varmeveksleren 30. Denne væskestrømmen oppdeles deretter i to under-strømmer. Den første understrømmen, ledningen 66, trykkavlastes i J-T-ventilen 68 og føres inn i et øvre intermediaert område av lavtrykkskolonnen 36. Den andre under-strømmen, ledningen 70, trykkavlastes i J-T-ventilen 71 og føres til sumpen som omgir kjøleren 86 beliggende ved toppen av argonkolonnen 72 for tilveiebringelse av avkjøling for kjøleren 86. Et gassformig toppmateriale fjernes fra topp-delen av den sumpomgivende kjøleren 86 via ledningen 74 og kombineres med en liten væskestrøm 76 som også er fjernet fra den sumpomgivende kjøleren 86 til dannelse av kombinert strøm 78. Strømmen 76 fjernes av sikkerhetsgrunner; denne fjerningen hindrer akkumulering av hydrokarboner i den sumpomgivende kjøleren 86. Denne kombinerte strømmen 78 føres deretter inn i et intermediaert område i lavtrykkskolonnen 36.

En sidestrøm fjernes fra et lavere-intermediært sted i lavtrykkskolonnen 36 via ledningen 80 og føres til en nedre del av argonkolonnen 72. Det flytende bunnmaterialet fra argon-kolonnen 72 returneres via ledningen 82 til lavtrykkskolonnen 36 ved det samme stedet som den fjernede sidestrømmen 80 for å tilveiebringe intermediaert kolonnetilbakeløp. Argon-toppmaterialet fjernes fra argonkolonnen 72 via ledningen 84, kondenseres i kjøleren 86 og oppdeles i to deler. Den første delen returneres til toppen av argonkolonnen 72 via ledningen 90 for tilveiebringelse av tilbakeløp til argonkolonnen 72. Den andre delen fjernes og føres via ledningen 92 til argonproduktfordamperen 94. Argongassprodukt fjernes fra produktfordamperen 94 via ledningen 96 og flytende argonprodukt fjernes fra produktfordamperen 94 via ledningen 98.

En gassformig oksygenbunnstrøm fjernes fra lavtrykkskolonnen 36 over den bunnsumpomgivende fordamper/kjøleren 48 via ledningen 204, oppvarmes for å gjenvinne kjøling i hovedvarmeveksleren 12 og fjernes som gassformig oksygenprodukt via ledningen 108. Et flytende oksygenprodukt fjernes fra en nedre del av den sumpomgivende f ordamper-kjøleren 48 som flytende oksygenprodukt via ledningen 104.

En flytende sidestrøm fjernes via ledningen 110 fra et intermediaert sted i høytrykkskolonnen 18. Denne urene, flytende sidestrømmen underkjøles i varmeveksleren 30, trykkreduseres og føres som tilbakeløp til en øvre del i lavtrykkskolonnen 36 via ledningen 112.

En gassformig sidestrøm fjernes via ledningen 120 fra et øvre sted i lavtrykkskolonnen 36 og oppdeles i to deler. Den første delen, i ledningen 122, oppvarmes i varmeveksleren 12 for å gjenvinne kjøling, anvendes som reaktiveringsgass og fjernes fra prosessen via ledningen 124.

Reaktiveringsgass er nødvendig for å reaktivere en molekylsikt-adsorpsjonsenhet som anvendes for å fjerne vann og karbondioksyd fra komprimert tilførselsluft. Dersom reaktiveringsgass er unødvendig, så vil strømmen 124 bli luftet til atmosfæren som spillmateriale. Den andre delen av sidestrømmen, ledningen 126, oppvarmes i varmevekslerne 30 og 12 for å gjenvinne kjøling og luftes som spillmateriale via ledningen 132.

Til slutt blir et toppmateriale fra lavtrykkskolonnen 36 fjernet via ledningen 134 og oppvarmet i varmeveksleren 30 for å gjenvinne kjøling. Dette oppvarmede toppmaterialet, nå i ledningen 136, forenes med lavtrykknitrogen i ledningen 208 og oppvarmes ytterligere i varmeveksleren 12 for å gjenvinne kjøling og fjernes som lavtrykk-nitrogenprodukt via ledningen 138.

Konvensjonelt vil destillasjonskolonnne i de ovenfor omtalte prosesser utnytte kolonner med destillasjonsbunner. Selv om de er avhengig av den valgte cykel, produktsammensetning, og relative verdier for kraft og kapital, er de typiske teoretiske antall bunner for høytrykkskolonnen, lavtrykkskolonnen og argonkolonnen 50, 70 og 40, respektivt. For å øke effek-tiviteten av separeringen, anvendes spesielt konstruerte destillasjonsbunner i kolonnene. Disse destillasjonsbunnene er vanligvis konstruert med et bunnmellomrom varierende fra 10 til 20 cm. For store anlegg benyttes vanligvis perforerte bunner. Hele arealet er typisk 5-15$ av tårnbunnarealet. For å maksimere ytelsesevnen for et gitt trykkfall er bunn-konstruksjoner som tillater flere demningsanordninger ("weirs") på hver tårnbunn vanlig. Reduksjonen i væskelaget p.g.a. tilstedeværelsen av flere dempningsanordninger resulterer i et tap av punkteffektivitet. En optimalisert konstruksjon vil typisk gi et trykkfall pr. teoretisk separeringstrinn fra 3,8 til 7,5 cm væske pr. teoretisk separeringstrinn.

En reduksjon i trykkfallet pr. teoretisk trinn i lavtrykkskolonnen reduserer trykket i høytrykkskolonnen for en lik temperaturmetode i fordamper-kjøleren. En reduksjon i høytrykkskolonnetrykket reduserer igjen kraftforbruket til tiIførselsluftkompressoren.

En destillasjonsanordning som vil tillate separering med et trykkfall pr. teoretisk trinn vesentlig under det som kan oppnås med destillasjonsbunner, ville ha vesentlig verdi for den kryogene separering av luft.

I den kryogene industrien består en foreslått metode for å redusere trykkfallet pr. teoretisk trinn i å øke den åpne arealfraksjonen på destillasjonsbunnen. Dersom den åpne arealfraksjonen økes utover ca. 0,20, og overflate-hastigheten holdes tilstrekkelig lav til å hindre tårnbunn-flømming ved rimelige bunnavstander, vil imidlertid vesentlig gjennomstrømning forekomme. Dette resulterer i en betydelig forringelse av kolonneytelsesevnen.

Løsningen ifølge foreliggende oppfinnelse er bruken av strukturerte eller ordnede pakninger. Med betegnelsen strukturert eller ordnet pakning menes en pakning i hvilken væske strømmer over formede overflater i en motstrømsretning i forhold til gasstrømmen, og hvor overflaten er arrangert slik at det oppnås høy masseoverføring for lavt trykkfall med forbedring av væske- og/eller dampblanding i en retning per-pendikulær på den primære strømretningen. Eksempler på ordnede eller strukturerte pakninger er beskrevet i US patenter 4.128.684; 4.186.159; 4.296.050; 4.455.339; 4.497.751; 4.497.752; og 4.497.753. Disse patenter beskriver spesifikke eksempler på strukturerte (ordnede) pakninger, men de gir ikke en uttømmende liste over eksempler. Det skal bemerkes at det ikke er foreliggende oppfinnelses hensikt å foretrekke en type strukturert pakning fremfor en annen. Alle typer av strukturerte pakninger antas å kunne anvendes i foreliggende oppfinnelse. Det skal påpekes at ytelsesevnen til disse pakningselementene er rimelig godt kjent for hydrokarbon-separeringer, men ingen forslag om denne bruk er gitt i tek-nikken som omhandler kryogen separering av luft.

Som angitt tidligere, består foreliggende oppfinnelse vesentlig av erstatning av tårnbunnene tidligere benyttet som destillasjonstrinn i alle seksjoner i lavtrykk- og argon-kolonnene med strukturert pakning, men tårnbunnene i høy-trykkskolonnen kan imidlertid også erstattes med strukturert pakning for å bevirke ytterligere energi innsparinger.

Den uventede nyttevirkning av erstatning av bunnene med strukturert pakning er beskrevet i det nedenstående.

En første nyttevirkning som oppnås fra bruk av strukturert pakning er reduksjonen i trykkfall under minimumverdien pr. teoretisk trinn som kan oppnås med destillasjonsbunner. Destillasjonsbunner er begrenset av nødvendigheten av å opprettholde en stabil tofase-fluidstruktur av gass som bobler gjennom væske. Det er således nødvendig å opprettholde et tilstrekkelig trykkfall av væske over bobleanordnin-gen (destillasjonsbunn) for å hindre tilbakestrøm av væske. Denne tilbakestrøm ville lede til gjennomstrømning og renning fra en øvre bunn til en lavere bunn. Minimumtrykkfallet for oppnåelse av denne stabilitet er ca. 3,8 cm væske pr. teoretisk trinn. I strukturert pakning forekommer masseoverførin-gen mellom strømningsfilmer av væske og gass, og er ikke gjenstand for boblestabilitetsbegrensningen. Således kan trykkfall så lave som 0,5-1,25 cm væske pr. teoretisk trinn oppnås ved bruk av strukturert pakning.

Følgelig kan et lavere lufttilførselstrykk oppnås i en kryogen destillasjonsprosess for fremstilling av oksygen og argon (og også nitrogen). Dette reduserte trykket resulterer i et lavere kompressorenergiforbuk for prosessen. En liten del av innsparingen i luftkompresjonsenergi oppveies av et lavere trykk for oksygenet fremstilt i prosessen som senere må komprimeres fra dette lavere trykket til dets brukstrykk. Argon produsert i prosessen påvirkes ikke av et lavere produksjonstrykk fordi det kondenseres til væske, og det statiske væsketrykket anvendes for senere overføring til lagring.

En annen viktig konsekvens av det reduserte trykket i destillasjonssystemet er den økede flyktigheten av argon og nitrogen i forhold til oksygen. Dette forbedrer separeringen av argon i destillasjonsprosessen, og endrer sammensetnings-fordelingen mellom kolonnene i systemet. Denne forbedrede separering resulterer i en uventet synergistisk nyttevirkning; en betydelig større utvinning av argon enn det som kan oppnås under noen sammenlignbare betingelser ved bruk av destillasjonsbunner i kolonnesystemet. Produktutvinningen av et komplekst destillasjonssystem bestemmes av effektene av antall destillasjonstrinn, trykk og komponentfordeling gjennom systemet.

For å demonstrere den ovenfor omtalte nyttevirkning ble følgende eksempler beregnet for prosessen i fig. 2.

Prosessen i fig. 2 har blitt valgt som den foretrukne basis for illustrasjon fordi den er optimalisert for maksimum utvinning av agon, mens prosessen i fig. 1 er passende for den optimale økonomiske produksjon av oksygen. I prosessen i fig. 2 antas det at en nitrogenstrøm fjernes fra høy-trykkskolonnen med en strøm lik 1056 av tilførselsluften og gir således betingelser som er sammenlignbare med destillasjonssystemet for sammen1 igningsberegningene. Endringer i antall destillasjonstrinn har blitt foretatt proporsjonalt gjennom hele kolonnesystemet. Små variasjoner i det utvendige kuldeblokk som resulterer fra trykkendringer, kompenseres der det er nødvendig ved addisjon eller sub-traksjon av kjøling fra utvendige kilder.

For å tilveiebringe en basis for sammenligning har forløpet for en trekolonne-separeringsprosess ved bruk av tårnbunner blitt beregnet, og er angitt som oksygenutvinningsendring i tabell I i det nedenstående.

Tabell I

Qksygenutvinning fra en trekolonneprosess som produserer 99 , 7< $ > oksygen

Antall teoretiske trinn i

kolonner: % av konstruksjon 100 120 150 200

9o av oksygen utvunnet som

produkt fra innkommende luft-

strøm: 20,83 20,90 20,91 20,92

Økningen er kontinuerlig slik det normalt ville forventes. Den lille størrelsen på endringen skyldes prosessens meget høye effektivitet for oksygenproduksjon.

Effekten av en økning i antallet av destillasjonsbunner for utvinningen av argon har blitt beregnet og er vist i nedenstående tabell II. Basis for beregningen er prosessen i fig. 2.

Tabell II

Utvinning av uren argon fra en dobbeltkolonneprosess med en argonsidearmkolonne ( trekolonnesystem)

Antall teoretiske trinn i

kolonner: # av konstruksjon 100 120 150 2 00

5é av Ar utvunnet som produkt

fra Ar inneholdt i innkommende

luftstrøm: 74,8 83,2 85,9 80,5

Som det fremgår er effekten av en økning i antallet destillasjonsbunner for argonutvinning betydelig forskjellig fra den for oksygenutvinning. Det viser seg at argonutvinning øker til å begynne med, og deretter passerer gjennom en maksimumverdi.

Når strukturert pakning anvendes for delvis eller fullstendig å erstatte bunnene i destillasjonssystemet, oppnås et overraskende forskjellig resultat. Det har blitt funnet at argonutvinningen øker kontinuerlig med antall destillasjonstrinn, og er vesentlig høyere enn det maksimum som kan oppnås med destillasjonsbunner. Dette resultatet er av særlig viktighet p.g.a. den høye økonomiske verdi av argon.

Disse resultatene for total og delvis erstatning med destillasjonsbunner med strukturert pakning er vist i tabell III og er illustrert for sammenligning md tabell II i fig. 3. Den delvise erstatning av bunner med pakning tilsvarer sammensetningsområdet vist i U.S.S.N. 07/132.535. Dette sammensetningsområdet er der argonkonsentrajonen er i området fra ca. 0,6 til ca. 75 volum-%. Tabell III er som følger:

Som det fremgår fra fig. 3 og en analyse av tabellene II og III, for den delvise erstatning av bunner, ville en økning i det totale antall trinn til bare 105$ av konstruksjon bevirke en større argonutvinning enn det som maksimalt er mulig med alle destillasjonsbunner. I tillegg er bruken av pakning gjennom lavtrykk- og argonsidearm-kolonnene alltid bedre enn det beste tårnbunnsystemet. Omfanget av disse nyttevirkningene kan ytterligere illustreres ved sammenligning av økningen i argonutvinning med den maksimale teoretiske økning som er tilgjengelig fra argon i lufttilførselen. Denne prosentvise økning er vist i tabell IV, og fig. 4.

Tabell IV

Argonutvlirninger sammenlignet på basis av økningen over bunn-konstruks. lonstilfelle som en prosentandel av maksimum teoretisk økning

Det bemerkelsesverdig og uventede resultatet som klart fremgår fra tabell IV og fig. 3 er det som gjelder bruken av pakning, det er mulig å oppnå økninger i argonutvinning til mer enn 90% av det teoretiske maksimum, mens bare 60$ av det teoretiske maksimum kan oppnås for et hvilket som helst antall tårnbunn-destillasjonstrinn.

Den lille mengden argon som er til stede i luft, skaper en meget høy verdi for det argon som produseres fra kryogene oksygenanlegg. Andre kilder for argon slik som ammoniakk-spylegass, krever et mye større energiinntak, og kapital-omkostninger for å bevirke separeringen. Således utgjør produksjonen av ytterligere argon fra et luftseparerings-anlegg en meget stor økonomisk nyttevirkning for prosessens operasjon. Argon verdsettes derfor til et vesentlig nivå over den tilsvarende oksygenproduksjonen fra prosessen.

En hovedkomponent i produksjonsomkostningene i separeringen av luft er energibehovet for lufttilførselen og produkt-kompresjonen. En hensiktsmessig måte for bestemmelse av den relative økonomiske nyttevirkning av forskjellige prosesser er å bedømme den relative spesifikke kraft for produktene. P.g.a. at argon står høyt i kurs er det hensiktsmessig å vektlegge det spesifikke argonkraftbehovet i forhold til oksygen. Dette kan gjøres ved å anvende en vekttallmultiplikator for argon i forhold til oksygen. Et eksemple på en slik vekttallmultiplikator er å verdsette argonproduk-sjon til fem (5) ganger den for oksygen. Dette gjør at man kan beregne spesifikke enhetsprodukt-kraftmengder for produksjonen fra forskjellige prosesser og således sammenligne prosessens energieffektivitet.

For å vise nyttevirkningen som oppnås ved foreliggende oppfinnelse har denne beregningen blitt utført for prosessen i fig. 1 for å sammenligne relative energiforbruk for tårnbunner, delvis pakning og bare pakning. For disse beregnin-gene antas det at en energi sammenligning kan foretas for destillasjonsprosessen alene ved å bestemme den isotermiske energi for kompresjon av luft som kommer inn i destillasjonssystemet og foreta en tilsvarende kredit for oksygen-overtrykket som forlater systemet. Et referansetrykk på 99,98 kPa har blitt antatt. Således har den spesifikke energi pr. enhet av produkt oksygen og —argon, c, blitt beregnet som:

hvor: Z er en vekttallsfaktor for verdien av argon i forhold til oksygen, antatt å være 5

T0 er den omgivende referansetemperatur for bestemmelse av kompresjonskraft

R er den universelle gasskonstanten

Pref er referansetrykket for gasskompresjon, antatt å være 99,98kPa

<p>luft °S <p>02 er henholdsvis trykkene for luften og oksygenet ved kolonneomhyllingen,

Rø2 og r^r er henholdsvis utvinningene av oksygen og argon uttrykt som en molarfraksjon av lufttilførsels-strømmen.

Verdien for c har blitt beregnet i forhold til det konstruksjonsforholdet for et destillasjonssystem som har bare tårnbunner ved et trykkfall på 0,5282 kPa/teoretisk bunn i lavtrykkskolonnen og 0,66 kPa/teoretisk bunn i argonsidearmkolonnen. De tilsvarende trykkfall for pakning var 0,1206 og 0,120 kPa/teoretisk trinn, respektivt. De beregnede resultater for prosent endring av c som en funksjon av antallet destillasjonstrinn er vist i nedenstående tabell V.

Tabell V

Spesifikk energi pr. molar oksygen/ argon- produktenhet som en funksjon av antall destillasjonstrinn

Tabell V viser et annet overraskende resultat. Det forventes vanligvis at etter hvert som antall trinn i en destillasjonsprosess økes, så vil det bli en energistraff forbundet med det forøkede trykkfallet. Dette er vist å være tilfelle for destillasjonsbunnsystemet med en relativ energistraff på ca. 7% etter hvert som antall bunner dobles. Likeledes blir energinyttevirkningen som er forbundet med den delvise erstatning av bunnene med pakning i argonsammensetningsområdet fra ca.0,6 til ca. 75 volum-# redusert med økende antall trinn. For det tilfelle hvor det bare er pakning, observeres imidlertid en meget stor og konstant energinyttevirkning på me enn 10$ for opptil en 50$ økning i antall trinn. Dette betyr at en forbedring i argonutvinning på ca. 90$ av det teoretiske maksimum kan oppnås mens der fremdeles trekkes fordel av maksimum energi innsparingene.

I forbindelse med alt det som er angitt ovenfor har det blitt antatt at en pakket kolonne ville operere med en trykkfall-opptreden som beregnet fra aktuelle teoretiske korrelasjoner. Det er imidlertid vist i U.S.S.N. 07/132.535 at pakning benyttet i oksygen/argon-utvinning har en bedre enn forventet masseoverføringsytelsesevne, ca. 20% i forhold til høyde. Denne nyttevirkning kan tilføyes til de tidligere beregninger ved enten å bestemme energiinnsparingene ved antall trinn for konstruksjonen fra redusert trykkfall p.g.a. redusert høyde eller ved å beregne den spesifikke energi- og produksjons-nyttevirkning fra den samme pakningshøyde (samme trykkfall som konstruksjonens antall av teoretiske trinn uten forbedret masseoverføring).

Disse beregnede verdiene er også vist i tabell V. Dette resultatet viser at den maksimale nyttevirkning oppnås ved bruk av et ekstra antall trinn som resulterer fra den forbedrede ytelsesevne til oppnåelse av en spesifikk innsparing på 10,456.

Claims

1. Fremgangsmåte for økning av argongjenvinning fra en blanding omfattende oksygen, nitrogen og argon, ved kryogen destillasjon i et integrert flerkolonne-destillasjonssystem som har en lavtrykkskolonne og en argonsidearmkolonne, som på integrert måte kommuniserer med lavtrykkskolonnen, hvor en væskefasestrøm og en dampfasestrøm i hver kolonne i det integrerte destillasjonssystemet bringes i intim kontakt for masseoverføring, karakterisert ved at den intime kontakten mellom væske- og dampfasestrømmene i lavtrykkskolonnen og argonsidearmkolonnen utføres ved anvendelse av en strukturert pakning i de områder av lavtrykkskolonnen og argonsidearmkolonnen i hvilke argonkonsentrasjonen er i området 0,6-75 volum-# og at det anvendes et totale av minst 116 teoretiske trinn i lavtrykkskolonnen og argonsidearmkolonnen .

2. Fremgangsmåte ifølge krav 1, karakterisert ved at lavtrykkskolonnen og argonsidearmkolonnen inne-holder destillasjonsplater i de områder hvor argonkonsentrasjonen er utenfor området 0,6-75 volum-#.

3. Fremgangsmåte ifølge krav 1, karakterisert ved at det kun er strukturert pakning i lavtrykkskolonnen eller argonsidearmkolonnen.

4 . Fremgangsmåte ifølge hvilket som helst av de foregående krav, karakterisert ved at antall teoretiske trinn i lavtrykks- og argonsidearmkolonnene er i området 165-220.

5 . Fremgangsmåte ifølge hvilket som helst av de foregående krav, karakterisert ved at det integrerte flerkolonne-destillasjonssystemet er et trekolonne-destillasjonssystem omfattende en høytrykkskolonne i tillegg til lavtrykkskolonnen og argonsidearmkolonnen.