SE440484B - Kontinuerligt forfarande for avlegsnande av sura gaser fran en matargasblandning - Google Patents

Description

ivsfzezs-5 För desorption av C02 från det belastade lösningsmedlet' erforderlig energi ställs till förfogande i avdrivarkolonnen hos en anläggning av amintyp för avlägsnande av C02. I konven-_ tionella, icke skyddade NEA-anläggningar för avlägsnande av C02 uppgick àngbehovet för tillhandahållande av denna energi normalt till 45700 kJ/kg-mol C02. Korrosionsskyddade system av i amerikanska patentskriften 3 808 140 beskrivet slag har kraftigt minskat detta behov. Föreliggande uppfinning medför ytterligare en minskning av uppvärmnings- och kylningsbehovet från yttre källor. Det är känt att en miskning av CO -belast- 2 ningen i avdrivningskolonnen innebär en minskning av den er- >forderliga värmetillförseln och en minskning av den erforder- liga diametern hos avdrivningskolonnen. Detta utgör grundvalen för användning av en förångningstank för avlägsnande av CO2_ före den egentliga avdrivningen i enlighet med föreliggande uppfinning. Ju mera C02 som avlägsnas utanför avdrivaren med utnyttjande av den höga aminrika belastning som avgår från kontaktorn (till följd av MEA-lösningens kylning), som är konstruerad nära jämviktsbetingelserna, genom förångning nära atmosfärtrycket, desto mindre regenerationsvärmemängder behöver tillföras. En del av avdrivningen utföres då utan energitíllförsel utifrån. Konstruktivt kan förångnings- tanken anordnas någonstans i ledningssystemet för det starka lösningsmedlet mellan kontaktorn och avdrivaren, men vid närmare eftertanke visar det sig att föga vinhes ifall förång- ningen placeras och konstrueras fel. Detta är i stor utsträck- ning beroende av systemets termodynamiska förhållande.

Eftersom C02 och H20 snabbförångas ur en högtrycksström, förbrukas den för förångningen erforderliga värmen ur den flytande fasen såsom termisk energi om en förångning placeras intill avdrivarens inlopp, ökas följaktligenïden kännbara ar- betsbelastningen på kolonnen till följd av den minskade in- loppstemperaturen; varje nyttig fördel som erhålles till följd av minskad C02-belastning, motverkas av den negativa kännbara värmeeffekten. Det föreligger då ett behov att äter- uppvärma förängningsbottnarna (genom värmeväxling) före av- drívningen. Man skulle då kunna tänka sig en placering omedel- bart nedströms avtappningen av stärkt lösningsmedel från kon- ___., .. _.. ..--..._..... . _,.. _.. _. .._._-_..._..,. ___. _. 7812626-5 taktorn föreklen/stark-utväxlingen, eftersom här lämplig upp- värmning skulle kunna erhållas efter förångningen. Detta är emellertid otillfredsställande av ett annat skäl. Ju högre inloppstemperaturen till förångningen är, desto bättre är i huvudsak den erhållna förångningsverkningsgraden uttryckt i den grad i vilken C02 avlägsnas (jfr fig 2). Förångningsverk- ningsgraden definieras såsom avlägsnandet av C02 uttryckt i procent av totalmängden, baserad på den i den starka lösningen förekommande C02-mängden. Belastningen spelar dessutom en viktig roll. Vid 82°C kan exempelvis mindre än 4 procent av C02 avlägsnas genom förångníng från en 0,50 m/m-belastning; nästan 30 procent kan avlägsnas från 0,58 m/m.

Enligt föreliggande uppfinning görs ett försök att öka den rika belastningen som avgår från kontaktorn utöver ett nu för tiden normalt värde av omkring 0,50 m/m. Detta kan åstad¿ kommas genom att man kommer mycket nära jämviktsbelastningen på bottentrågen medan man använder en mellankylare på en av bottentrågen för kylning av den halvkontaktade aminen. Denna kylning nedsätter partialtrycket för C02 i aminen och ökar drivkraften för massaöverföringen av C02, varigenom belastningen får tillfälle att stiga ytterligare genom kontaktning på de återstående längst ner belägna trågen. På grund av de lägre temperaturerna hos den från kontaktorn avgående starka lös- ningen màste emellertid förångningsaggregatdriften ske mellan HX-1 och HX-2 (jfr fig 1) eftersom man på detta sätt kan erhålla en vettig förförångningstemperatur, samtidigt som man bibehåller möjligheten att återuppvärma lösningen efter för~ ângningen före den fortsatta avdrivningen.

Såsom framhållits, är matargasen en blandning av process- gas och sur gas, varvid processgasen är ett kolväte, en bland- ning av kolväten, syntesgas eller en blandning av kväve och väte. Exempel på i systemet behandlade kolväten är etan och metan, som kan förekomma såsom naturgas eller substituerad eller syntetisk naturgas (SNG), etylen, etan, propylen, propan, blandningar av sådana kolväten och de förhandsrenade avgångs- vätskorna från nafta- eller råoljekrackning eller från kolför- gasning. Med syntesgas avses blandningar av väte och kolmonoxid i många olika proportíoner,i regel inom omrâdet av 60 - 80 volym~ 7s12s2e+s procent väte och omkring 0,1 till 20 volymprocent kolmonoxid, medan den eventuella resten utgöres av koldioxid. Procentvärdet är baserat på den totala volymen av syntesgas. Typiska bland- ningar är H2 77,7 %, CO 0,3 % och C02 22,0 % respektive H2 70 %, CO 15 % och C02 15 %. Blandningen av kväve och väte användes vid tillverkning av ammoniak. I regel innehåller blandningen omkring 20 volymprocent kväve och omkring 60 volymprocent väte baserat på den totala volymen av kväve-väteblandningen.

Matargasen innehåller även en sur gas såsom koldioxid, svavelväte och blandningar därav i mängder av omkring 5*- 60 volymprocent i förhållande till den totala gasvolymen. "Den totala gasvolymen" inkluderar processgasen enligt ovanstående definition och den sura gasen enligt ovanstäende definition men icke vattenånga och nedan avhandlade föroreningar. Den vanligen i matargasen förekommande mängden sur gas ligger inom området av omkring 15 - 30 volymprocent.

'Vatten kan vara närvarande och förekommer vanligtvis i blandning med samtliga processgaskomponenter i form av vatten- ånga eller droppar och i mängder från 0 till mättat, vilket sistnämnda tillstånd föredras. Mättning minskar vattenavdunst- ning i absorptionszonens botten. En vattenfri matargas kan användas men förekommer ytterst sällan. ; Föroreningar inom ramen för föreliggande process kan vara (a) varje gas som icke i det föregående definierats såsom processgas, syrgas eller vattenånga, och (b) fasta partiklar eller vätskedroppar (med uteslutande av vattendroppar) i matar- gasen. De kan vara närvarande i mängder upp till 3 viktprocent i förhållande till matargasens totalvikt och är företrädesvis närvarande i mängder icke överstigande 1 viktprocent och i många fall mindre än 0,01 procent. Exempel på gasformiga föro- reningar är svaveldioxid, karbonylsulfid och kolsvavla. Exempel på fasta eller flytande föroreningar är järnsulfid, järnoxid, kolväten med hög molekylvíkt och polymerer. Varje olefin med mer än en dubbelbindning, kolväten med trippelbindningar och i största allmänhet varje material som är benägen att poly- merisera eller reagera in situ, är en icke önskvärd förorening.

Absorptionsmedlet är en lösning av en akanolamin med 1-- 3 alkanolradikaler, varvid varje alkanolradíkal har 1~- 3 7812626-5 kolatomer och vatten. Exempel på alkanolaminerna är monoetanol- amin (MEA), dietanolamin (DBA) och trietanolamin (TEA), varvid MBA är det föredragna absorptionsmedlet. Andra lämpliga alkanol- aminer är diisopropanolamin, monoisopropanolamin, monopropanol- amin, dipropanolamin, tripropanolamin och triisopropanolamin.

Andra blandningar av alkanolaminer kan användas men är icke föredragna. Blandningar av aminer och inerta oorganiska eller organiska föreningar med hög löslighet för föroreningar som skall avlägsnas, kan användas. Sådana föreningar kan användas istället för vatten. Exempelvis kan en behandlingslösning såsom glykolaminvatten av i amerikanska patentskriften 2 177 068 beskrivet slag användas.

Den i systemet införda, på vatten baserade MEA-lösningen har i största allmänhet omkring 15 ~ 70 viktprocent MBA i förhållande till lösningens vikt. Vid användning av DBA, är det inledande lösningsområdet omkring 25 - 90 viktprocent och vid användning av TEA är området omkring 40 - 95 viktprocent.

Exempel på typiska lösningar i viktprocent för användning i föreliggande system är följande: MEA 35 % vatten 65 % DEA 50 % vatten 50 % TEA 70 % vatten 30 %.

Företrädesvis är systemet i huvudsak korrosionssäkert.

Annars upphäves de genom föreliggande förfarande uppnådda fördelarna i en kommersiell användning genom produktionsför- luster enbart till följd av driftsstillestånd hos korroderade apparater. Detta mål kan uppnås i exempelvis ett koldioxid~ system genom användning av de i kraven till amerikanska patent- skriften 3 808 140 beskrivna korrosionsinhibitorerna eller olika korrosionsfasta rostfria stålsorter eller kolstålsorter eller genom användning av med glas överdragna apparater.

I varje fall föreslås att något korrosionsskyddssystem användes i en koldioxidanläggning. Vid användning av antimon- och vana- dinföreningar enligt amerikanska patentskriften 3 808 140 blan- das ifrågavarande föreningar ihop så att ett förhållande av 1 - 9 viktdelar antimon till omkring 9 ~ 1 viktdelar vanadín- förening föreligger. Föredragna förhållanden ligger mellan '7à1262s-5 omkring 4 - 6 delar och omkring 6 - 4 delar med preferens för lika stora andelar. Kombinationen av antimon- och vanadin- föreningar tillsättes i en mängd av omkring 0,01 - 2,0 vikt- procent i förhållande till de på vatten baserade alkanolamin~ lösningarnas vikt inklusive vattnets och alkanolaminens vikt.

Den vid absorption, avdrivning och kylning använda appara- turen samt återkokare, filter, ledningar, turbiner, pumpar,7 förångningstankar etc har konventionell konstruktion, En i systemet använd typisk absorptionskolonn kan beskrivas såsom en siltràgkontaktor med 15 - 35 siltråg med ett trågavstånd av omkring 0,6 meter eller dess motsvarighet i packning. En typisk, i anläggningen används destillationskolonn kan be- skrivas såsom ett siltrågtorn med 15-- 20 verkliga trâg eller dessas motsvarighet i form av packning. Destillerapparaten är försedd i sin bas eller i en utvändig kittel med ett rör- format uppvärmningselement eller en återkokare samt upptill och utanför destillationsapparaten i ritningen ej visade kondensorer,och en vattenavskiljare.

I den i ritningen visade utföringsformen införes matargas genom ledningen 1 i absorbatorn (kontakter) 2 vid eller nära bottentråget, varvid matargasabsorbatorn inloppstemperatur (To) vanligtvis uppgår till omkring 60~- 88°C. För förbättring av massaöverföringen bör emellertid temperaturen hos den gas som kommer i beröring med lösningen företrädesvis ligga om- kring 3°C över temperaturen för den avgående lösningen i syfte att förhindra avdunstning av vatten ur lösnings- till gasform.

Genom avdunstning bildas en förångningsfilm, som förhindrar god massaöverföring från gas till vätska. Därigenom minskar den goda massaöverföringen. Matargasen flyter uppåt genom absorbatorn och möter í motståndsförhållande den såsom klen lösning betecknade alkanolaminlösningen på vattenbasis som införes vid eller nära absorbatorns 2 övre tråg genom ledningen4.

Trycket i absorbatorn 2 kan uppgå till omkring 101 till omkring 10300 kPa och ligger vanligtvis i området mellan 1700 och 5500 kPa.

Den klena lösningen inträder i absorbatorn 2 vid en temperatur (T1) av omkring 40 - 73°C och ligger vanligtvis vid omkring 40 - 5200. 57812626-5 Matargasen hos vilken större delen av dess sura gas blivit absorberad, passerar uppåt genom absorbatorkolonnen och avgår såsom utsläpp genom ledningen 3 vid en temperatur av mellan omkring 40 - 73°C, vanligtvis mellan omkring 40 - 52°C.

Utsläppsgasen (eller processgasen kan innehålla upp till om- kring 18000 miljondelar sur gas, varvid syftet givetvis är att nå upp till sammansättningskraven för processgasen, som är ibland så låga som 5 miljondelar sur gas. Föreliggande förfarande kan uppfylla dessa breda krav utan svårighet. sedan den klena lösningen absorberat hela den sura gasen sånär som på ovannämnda lilla del, betecknas den såsom stark lösning, dvs en blandning av klen lösning, absorberad sur gas, tillkommande, ur matargasen upptaget vatten och vissa föroreningar. "Den starka lösningens belastning", som är förhållandet mol sur gas till mol alkanolamin i den starka lös-V ningen uppgår till mellan 0,1 ~1,0 och ligger vanligen vid 0,50 - 0,67. När lösningarna innehållande sur gas uppnått en temperatur av omkring 57 till 85°C, företrädesvis omkring 68°C, ledes lösningen genom en kylzon 5 för minskning av lös- ningens temperatur, varefter den kylda strömmen ledes genom absorptíonszonen för ökning av molbelastningen med sur gas i lösningen så att temperaturen (T2) hos den från absorptions- zonen avgående starka lösningen aldrig överskrider 85OC. 57 - 85°C är det föredragna temperaturomrädet för absorption av C02 genom MEA-lösningar. Detta grundar sig på massaöverföring, som är en funktion av kinetiska faktorer och drivkraft i systemet. Ovanför och nedanför detta temperaturomràde hindras massaöverföringen av C02 in i MEA-lösningen. Så orsakar exempel~ vis temperaturer nedanför 57°C en långsammare reaktionshastig- het därför att de kinetiska faktorerna i systemet är nedsatta vid lägre temperaturer. Temperaturer ovanför 85oC påverkar den C02-drivande kraften mellan C02 i gasfasen och absorberad C02. Följaktligen sker större delen av absorptionen företrädes~ vis inom detta temperaturomràde. Det är emellertid givet att tillkomsten av flera massaöverföringsenheter (tråg) i absor- batorkolonnen gör det möjligt att arbeta vid högre och lägre absorptionstemperaturer vid en förhöjd kostnadsnivà, vilket givetvis icke är önskvärt. Den i hög grad belastade starka f7s1262s-5 lösningen avgår från absorbatorn 2 vid eller nära bottentrâget genom ledningen 8 vid en absorbatorutloppstemperatur (T2) av omkring 57 - 8500, i regel av omkring 62 - 69OC, varvid före- trädesvis absorbatorutloppstemperaturen för den starka lös- ningen är lägre än inloppstemperaturen för matargasen.

Stark lösning flyter från absorbatorkolonnens 2 botten till den första värmeväxlaren 10, där den starka lösningen -passerar i värmeväxlingsförhâllande med en i kretslopp åter- förd, regenererad alkanolamínlösning för ökning av.lösningens temperatur till temperaturvärdet T3. Den uppvärmda starka lös- ningen ledes vid temperaturer av 76~- 91OC genom ledningen 9 till förångningskärlet 12, där C02 förångas bort genom led- ningen 7 från den starka lösningen vid tryck mellan 0 - 410 kPa, 'företrädesvis 52-- 115 kPa. Såsom tidigare framhållits och Iframgår av fig 2, är förångningsgraden beroende av förångnings-- temperaturen och belastningen med sur gas. Ju högre temperaturen är, desto kraftigare är förångningen och ju högre belastningen_ med sur gas är, desto kraftigare är föràngningen. Förångning minskar temperaturen hos den från förångníngstanken 12 avgående strömmen Följaktligen pumpas strömmen genom pumpen 2 genom ledningen 13 till en andra värmeväxlare 14, där temperaturen T5 ökas till ett värde inom området 93 - 116oC, för att minska värmeuttaget från återkokarna 23 för avdrivning av C02 från lösningen. Genom led- ningen 22 tillföres lösningen av drivaren 19. Den klena lös- ningen avgår från avdrivaren 19 vid en temperatur T6 av 115 till 138°C och återföres till värmeväxlarna 14 och 10 genom iledningarna 16 och 17 och därefter genom ledningen 18 till en kylare 21 för den klena lösningen. Den kylda klena lösningen införes därefter upptill i kontaktorkolonnen 2 med hjälp av pumpen 24 och kretsloppet upprepas.

Fördelarna med föreliggande uppfinning framgår tydligt av följande speciella exempel och jämförelsedata som är av- sedda att göra det möjligt för fackmannen på området att i praktiken tillämpa uppfinningen.

Grundtanken för uppfinningen förverkligas i ett system av ovan beskrivet slag med en 35 viktprocentig MEA-lösning såsom absorberingsmedel. Inloppsgasströmflödet uppgår till _,....__._.._........ _» _, .. ...___ 7812626-5 6140 kg-mol/h, varav 1090 kg-mol/h utgöres av C02, och gasen inträder ikontaktorn vid en temperatur av 6600. Inloppsgas- strömmen är mättad med vatten; kontakttrycket uppgår till 2620 kPa. För underlättande av en jämförelse mellan dels före- liggande uppfinning, dels olika andra system på ekvivalens- basis, har inställningen av den starka lösningsströmmens be- lastning i riktning mot jämvikt hållits konstant vid omkring 87 %. Lösningsflödeshastigheten uppgick till 8700 l/min och lösningen infördes i kontaktorn vid en temperatur av 41°C och en klenbelastning av 0,21 mol C02/mol amin. Den delvis med C02 belastade MEA-lösningen leddes genom en mellankylare 5 vid en temperatur av omkring 71°C och fördes därefter tillbaka genom kontaktorn, där den starka lösningen uppvisade en ökning till 0,56 mol C02/mol amin. Temperaturen hos den från kontak- torn avgående lösningen var 57°C och C02-halten i utsläpps- gasen var nedsatt till 100 miljondelar. Mellankylaren krävde 49 700 000 kJ/h vid ett kylvattenflöde av 11 826 l/min för kylning av den delvis belastade MEA-lösningen.

Den starka aminlösningen överfördes till värmeväxlaren 10 vid en temperatur av 57°C och avgick därifrån vid 80°C. Den återförda klena aminlösningen inträdde vid 8700 och avgick vid 64°C. Lösningen infördes därefter i förångningstanken och tryckavlastades till ett tryckvärde 0. Temperaturen i den starka lösningen minskades från 80 till 740 genom förångningen och 168 kg-mol/h av C02 avlägsnades genom förångning. Den starka lösningens C02-halt minskades därigenom från 1740 till 1580 kg-mol/h.

Lösningen fördes därefter vid 7400 in i den andra värme- växlaren 4, där den starka aminlösningen uppvärmdes till 110°C genom kretsloppsåterföring av klenamin, som infördes vid 1210 och avgick vid 87°C.

Den starka lösningen tillfördes därefter avdrivaren vid 110°C. Här erfordrades 20 550 kJ/kg-mol C02 för minskning av C02-halten i den C02-rika aminströmmen från 1580 till 650 kg-mol/h.

Vid denna punkt är det önskvärt att jämföra föreliggande Iörfarunde och andra behandlingsmetoder. Tabell J visar olika- behandlingsförfaranden. Av primär betydelse är energi/mol C02- kravet för varje process, eftersom här anges den energiinsats .78112626--5 som faktiskt ingår för behandlingen. Det får dock icke förbises att flera av alternativen kan kräva ökad kapitalinvestering för uppnående av minskade energikostnader; dessa betingelser beskríves_genmuettandra jämförelseindex, drifstkostnadsindexet, som härledes från ett driftskostnadsvärde, som kombinerar årliga energikostnader med en fast ärlig amortering av kapital- investeringen för anläggningen ifråga. Driftskostnadsindexet ställs sedan i förhållande till det grundläggande fallet för känd teknik där värdet anges med 1,0.

Om man försöker förbättra den grundläggande kända tek- nikens (spalt 1) konstruktion för att söka komma fram till förbättrade energikrav, kan man använda idén att tillämpa förångning för minskning av C02-belastningen på avdrivarko- lonnen. Effekten.visas i spalt 2. En första svårighet med ^detta alternativ är den att den starka belastningen är be- gränsad till 0,5 m/m genom jämviktsöverväganden som begränsar rden.uppnâeliga förångningsgraden (jfr fig 2). Man kan dessutom _ försöka att minska reaktions- och förångningsentalpikravet hos avdrivarkolonnen genom ökning av den klena lösningsbelastning från 0,15 till 0,21 m/m (spalt 3). Olyckligtvis dämpas en tänkbar förbättring genom den betydande ökningen i värmebehovet som följer med den kraftiga ökningen av flödeshastigheten som betingas av ökad klen belastning, då den starka lösningens belastning är fixerad genom jämviktsinriktningen. Det visar sig då att man är i stånd att erhålla en viss förbättring både beträffande energibehovet och driftskostnaderna (från 26470 kJ/ /kg-mol C02 och DI = 1,0 till 22130 kJ/kg-mol C02 och DI = = 0,94). En annan tänkbar väg skulle ha bestått i att försöka att öka den starka lösningens belastning med användande av en mellankylare. Detta betyder att vid en lägre temperatur för den starka lösningen, högre belastningar på den starka lösningen kan upptas för erhållande av samma jämviktsinriktning. Effekten kan ytterligare förbättras genom ökade belastningar av den klena lösningen och till följd därav förbättrade termodynamiska förhållanden i avdrivaren. Resultaten antyder åter en för- 'bättring (från 26470 kJ/kg-mol C02 och en driftsindex = 1,0 till 2300 kJ/kg-mol C02 och en driftsindex = 0,93) (spalt 4).

En ytterst anmärkningsvärd förbättring har erhållits genom en 7812626-5 11 väl avvägd utläggning som innefattar aspekter från båda de förutnämnda vägarna. De önskade utläggningsegenskaperna kan erhållas endast genom hänsyn till den genom en sådan kombina- tion erhållna samspelseffekten. Förångning genom tryckavlast- ning är önskvärt med hänsyn till dess förmåga att minska C02- belastningen vid värmeavdrivníng; förångningsprocessen termo- dynamiska förhållanden gör förångníngsverkningsgraden till en funktion av inloppsbelastningen. Följaktligen önskas högsta möjliga belastningar på den starka lösningen vid inloppet till förångningsstället inom de av jämviktsöverväganden givna grän- ser. Det är omöjligt att uppnå det slags förångningsverknings- grad som erfordras för hög energiekonomi vid konventionella belastningar. Användningen av en mellankylare gör det möjligt att uppnå förbättrad förångningsverkningsgrad genom minskning av de slutliga jämviktsbegränsningarna som möjliggör högre absorbatorutloppsbelastningar. Användningen av en mellankylare är ytterst nyttigt även på ett annat viktigt sätt. Användningen__ av ökad belastning på den klena lösningen vid utläggning av avdrivaren kan ge full nytta endast om den kända värmeförbruk- ningen icke får öka med ökad flödeshastighet för lösningen.

Genom mellankylning kan man dessutom öka belastningarna på den starka lösningen för åstadkommande av en ekvivalent nÉttgbelast~ ning och därigenom inhöstande av fördelarna med förbättrad konstruktion av både avdrivaren och absorbatorn. Denna ömse- sidiga påverkan mellan varje del i anläggningen leder fram till optimal kombination av effekterna som bidrar till ett nettoenergikrav fördetkombinerade systemet enligt uppfin- ningen, som är lägre än var och en av de enskilda komponenterna tagna var för sig. Syftet med föreliggande uppfinning kan endast uppnås genom optimal placering av mellankylaren och förångaren och omsorgsfullt val av alla konstruktionsparametrar för er- hållande av en väl balanserad utläggning av systemet. Såsom framgår av de givna värdena (spalt 5) erhålles en kraftigt minskad energiförbrukning för avdrivningen med ett värde av 20550 kJ/kg-mol C02 och en driftskostnadsindex av 0,89 överlag då processen enligt uppfinningen tillämpas. Minskningen i energiförbrukningen för avreglingen återspeglas i starka besparingar i avseende på energikostnader (energikostnadsinex 7812626-s 12 -= 0,77). De stora besparingarna i energi överväger helt gente- mot den ökade kapitalinvesteringskostnaden, såsom framgår av det allmänna driftskostnadsindexet av 0,87.

Sedan uppfinningen beskrivits i avseende på vissa utförings- former, torde det stå klart att vissa modifikationer kan ut- _föras utan avsteg från uppfinningens grundtanke och skydds- omfång. 7812626-5 mw.o mm_@ «@.° >@.o Q_F >>\o wm.o mæ.o o@.o o.~ 3 mm.P N~.~ >~._ mN.P o._ mmmm mmFw Pmpw æßmw ßmww woßw mmom wamm mm_m owmm wm~w mwmm mßmm mmmm mmmw ommow ooomw owfiww ommmw oßwwm w m.ßæ w m.>w w m~ßm W m.>m w m.>m _N.o PN.o -_o mP.o m_.o wm.@ wm.Q Qm.o Qm.o om.Q . mcflcmcwumw +_ wumfl>xcmflfiwë\B mcficmcwußu mcficwcwumw wumfiwxcmflflwe + xflcxwu nanm + xflcxwu ucwm + xwcxwu mama xflcxmu ucmz mcflccwwmab H HHQDMH xwwcfi |wøm:uwOxmuw@uQ xwwcfi lmwmcumoxfimuwcm xwvcfifimuflmmw ^»w\w QQOPV .uwßßflßmOxwßwfiufl ^uW\w OQQFV umømcuwoxflmuwcm Aw QQQPV Hm» lflmmx umuwumw>cH Hoe|m¥\nx mcficuxfiucw mcfifiummfimn :max mcflcummflwn xumum

Claims (11)

7812626-5 14 PATENTKRAV

1. l. Kontinuerligt förfarande för avlägsnande av sura gaser från en matargasblandning genom att matargasblandningen föres i beröring med en alkanolaminlösning på vattenbasis, där alka- nolaminen har l-3 alkanolradikaler och varje radikal har två eller tre kolatomer, varvid det i en absorptionszon införes en matargasblandning av processgas och sur gas, varvid process- gasen är ett kolväte, en blandning av kolväten, syntesgas eller en blandning av kväve och väte, och omkring 5-60 volym- procent av en sur gas som är koldioxid, svavelväte eller blandningar därav, varvid volymprocentuppgiften baseras på den totala volymen hos blandningen av processgas och sur gas som -införes i absorptionszonen, vid en inloppstemperatur (TO) i absorptionszonen för matargasblandningen inom området av -60-88°C, och varvid matargasblandningen i motström föres i be- röring i absorptionszonen med en blandning av en alkanolamin- ,lösning_på vattenbasis, som har en koncentration mellan l5 och 95 viktprocent av alkanolaminen och en temperatur (Tl) av mellan 40 och 73°C för absorberande av den sura gasen ur matargasblandningen, k ä n n~e t e c k n a t därav, att (a) åtminstone större delen av den nedåtflytande, sur gas innehållande alkanolamínlösningen ledes genom en kylzon, då Ãlösningen har uppnått en temperatur av mellan 75 och 85°C för nedsättning av lösningens temperatur och att den kylda, sur gas innehållande lösningen därefter ledes genom absorptions- zonen för ökning av förhållandet mol sur gas till mol alka- nolamin så att temperaturen (T2) hos den starka, från absorp- tionszonen avgående lösningen aldrig överstiger 85°C, (bi den med sur gas anrikade.lösningen med en belastning av sur gas av 0,50 mol gas/mol alkanolamin till 0,67 mol gas/mol alkanolamin avlägsnas från absorptionszonens botten och får strömma i värmeväxlingsförhållande med en i kretslopp återförd regenererad alkanolaminlösning för ökning av den starka lös- 'ningens temperatur (T3) till 76-9l°C, (c)-den uppvärmda starka lösningen från steg (b) ledes till en förångningszon för avlägsnande av en större del av belast- ningen med sur gas från alkanolaminlösningen jämfört med det ~ 7812626-5 15 fall att strömmen icke uppvärmts, varvid denna förångning minskar lösningens temperatur till värdet (T4) av 68-83°C, (d) den mindre sur gas innehållande strömmen från steg (c) föres i värmeväxlingsförhållande med den i kretslopp åter- förda, regenererade alkanolaminlösningen för ökning av tem- peraturen till ett värde (T5) av 93-ll6°C, (e) den uppvärmda lösningen från steg (d) införes i en av- drivningszon så att värme i mindre mängd behöver tillföras systemet för avdrivning av sur gas från lösningen, (f) blandningen av sur gas och en mindre andel vatten av- skiljes från den i avdrivaren införda lösningen, varvid det avskilda vattnet är i form av ånga, och att blandningen avlägsnas från avdrivningszonen såsom avloppsprodukt, (g) resten av lösningen från steg (f) avlägsnas från avdri- varzonens botten vid en temperatur (T6) av ll5-l38°C, (h) den varma regenererade lösningen från steg (g) ledes i värmeväxlingsförhållande med lösningarna i stegen (b) och (d) och därefter till en kylzon, där temperaturen (Tl) minskas till 40-73°C, M (i) och lösningen från steg (h) återföres i kretsloppet till absorptionszonen.

2. Förfarande enligt patentkravet l, k ä n n e t e c k n a_t 7 av att alkanolaminen är monoetanolamin.

3. Förfarande enligt patentkravet l, k ä n n e t e c k n a t av att den sura gasen är C02.

4. Förfarande enligt patentkravet 1, k ä n n e t e c k n a t av'att alkanolaminlösningen är en monoetanolaminlösning med en koncentration av 50-70 viktprocent.

5. Förfarande enligt patentkravet 4, k ä n n e t e c k n a t av att monoetanolaminkoncentrationen uppgår till 35 viktpro- cent.

6. Förfarande enligt patentkravet 1, k ä n n e t e c k n a t av att temperaturen T2 uppgår till 57-85°C. 7i812626'5 16

7. Förfarande enligt patentkravet 6, k ä n n e t e c k n a t av att temperaturen T2 uppgår till 62-69°C.

8. Förfarande enligt patentkravet l, k ä n n e t e c k n a t av att alkanolaminlösningen på vattenbasis innehåller såsom korrosionsförhindrande ämnen hopblandade antimon- och vanadin- föreningar där viktförhållandet uppgår till omkring l-9 vikt- delar antimonförening till omkring 9-l viktdel vanadinföre~ ning.

9. Förfarande enligt patentkravet 8, k ä_n n e t e c k n a t av att förhållandet mellan antimon och vanadin uppgår till från omkring 4-6 från till omkring 6-4 delar.

10. - Förfarande enligt patentkravet l, k ä n n e t e c k n a t därav, att alkanolaminlösningen innehåller en inert organisk förening.

11. ll. Förfarande enligt patentkravet l, k ä n n e t e c'k n a t av att belastningen med sur gas uppgår till omkring 0,56 mol gas/mol alkanolamin.