WO1995011740A1 - Verfahren zur trennung von gasgemischen - Google Patents

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WO1995011740A1 PCT/EP1994/003557 EP9403557W WO9511740A1 WO 1995011740 A1 WO1995011740 A1 WO 1995011740A1 EP 9403557 W EP9403557 W EP 9403557W WO 9511740 A1 WO9511740 A1 WO 9511740A1
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Kai Krabiell
Alfons Schulte-Schulze-Berndt
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Carbotech-Anlagenbau Gmbh
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    • B01D53/04—Separation of gases or vapours; Recovering vapours of volatile solvents from gases; Chemical or biological purification of waste gases, e.g. engine exhaust gases, smoke, fumes, flue gases, aerosols by adsorption, e.g. preparative gas chromatography with stationary adsorbents
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    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
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    • B01D—SEPARATION
    • B01D53/00—Separation of gases or vapours; Recovering vapours of volatile solvents from gases; Chemical or biological purification of waste gases, e.g. engine exhaust gases, smoke, fumes, flue gases, aerosols
    • B01D53/22—Separation of gases or vapours; Recovering vapours of volatile solvents from gases; Chemical or biological purification of waste gases, e.g. engine exhaust gases, smoke, fumes, flue gases, aerosols by diffusion
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
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    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
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    • B01D2259/40—Further details for adsorption processes and devices
    • B01D2259/40001—Methods relating to additional, e.g. intermediate, treatment of process gas
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
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    • B01D—SEPARATION
    • B01D2259/00—Type of treatment
    • B01D2259/40—Further details for adsorption processes and devices
    • B01D2259/402—Further details for adsorption processes and devices using two beds

Definitions

  • the invention relates to a method for separating gas mixtures according to the preamble of claim 1.
  • the gas mixture air to be separated is compressed by means of a compressor to the pressure required for the separation, which is generally in the pressure range from 5 to 13 bar.
  • the energy required for compression represents 90-100% of the total energy required for air separation.
  • the compressed air is processed in order to prevent contamination of the adsorbent or the separating membrane, which reduces efficiency.
  • Both the adsorbents used in pressure swing adsorption systems (carbon molecular sieves and zeolites), as well as the membranes of the membrane systems are characterized by a very high sensitivity to moisture and oil vapors. In order to maintain separation efficiency over the long term, it is imperative that the gas to be separated is largely freed of moisture and oil vapors.
  • DE 34 13 861 A1 discloses an adsorption process for cleaning air, for example for separating off water vapor, in which the adsorber is regenerated with a hot flushing gas.
  • DE 34 13 895 AI discloses a pressure swing method for the adsorptive separation of gas mixtures, in which the desorption takes place by means of a vacuum pump in countercurrent to the adsorption.
  • the gas mixture to be separated is warmed up by heat exchange with the vacuum pump and the energy consumption is thus reduced.
  • DE 26 52 486 C2 discloses a pressure swing adsorption process for the production of nitrogen from air. Both in systems according to this pressure swing adsorption process and in membrane systems, the air is usually compressed with oil-injected compressors and then processed into a compressed air treatment section, consisting of a centrifugal separator, a solid filter, a dryer and a coalescence and activated carbon filter. The water contents are reduced either by adsorption dryers or by cold dryers.
  • Compressed air treatment has the task of reducing the water content, oil and solids content of the air to a permissible value for the separation medium.
  • the Solids are removed via the solids filter downstream of the compressor.
  • oil-injected compressors the oil is in aerosol and vapor form after compression.
  • Oil aerosols are removed via coalescence filters and oil vapors via activated carbon filters.
  • water is in aerosol and vapor form. Water aerosols are removed using the cyclone principle using a cyclone separator.
  • the invention is based on the object of minimizing the costs of the compression and of the compressed air treatment and of reducing the energy requirement of the method when the product gas quantities are the same.
  • This object is achieved in that the air supplied to the compressor is cooled in front of the compressor of the gas separation system.
  • the temperature should drop in the range of 20-60 K, preferably 40-50 K.
  • the temperature of the air to be compressed is reduced using commercially available cooling units.
  • the ambient air before entering the compressor is changed from ambient temperature (e.g. 20 ° C) to a temperature significantly below the water freezing point (e.g. -30 ° C) cooled down. Due to the lowering of the temperature, water in vapor form is condensed out in the upstream cooling unit and deposited in the form of ice on the heat exchanger surfaces. At the same time, almost all solid particles are retained in the condensate water and in the ice formed; the solid particles act as condensation and crystallization nuclei of the water separation. The cold, dried and solid-cleaned air then reaches eating in the compressor. Due to the increase in the specific density of the air to be compressed caused by the temperature drop, the compressor compresses correspondingly more air masses.
  • ambient temperature e.g. 20 ° C
  • a temperature significantly below the water freezing point e.g. -30 ° C
  • the specific density of the air increases with a temperature decrease from 293 K to 243 K by approx. 17%; the air mass compressed by the compressor thus also increases by approximately 17% with the same energy consumption by the compressor.
  • the compression end temperature within the compressor is simultaneously reduced by approx. 50 K, which leads to a significantly lower oil vapor loading of the compressed air.
  • the compressed air leaving the compressor is almost free of solid matter, has no aerosol-shaped water content and also has a very low water vapor content.
  • the remaining oil aerosols can be excreted with a single coalescence filter. Due to the predrying in the upstream cooling unit and due to the high quality of the compressed air, additional filters are therefore omitted, as a result of which the pressure loss is reduced accordingly.
  • the separation system pressure swing adsorption system or membrane system
  • the separation system has more air available for air separation without the installed compressor absorbing more energy for compression, or a correspondingly smaller compressor can be provided when designing the system.
  • FIG. 1 shows a process flow diagram of a pressure swing adsorption system for the production of nitrogen rich gas, in which
  • Fig. 3 shows the process flow diagram of a membrane plant for nitrogen production.
  • FIG. 1 shows that air is passed through a cooling unit 1 into a compressor 2 and then via a coalescence filter 3 into a pressure swing adsorption system 4 for nitrogen rich gas extraction using molecular sieves based on zeolite or carbon as adsorbent. Nitrogen-rich gas leaves the pressure swing adsorption system 4 via a line 5, while an oxygen-rich exhaust gas is discharged via a line 6.
  • FIG. 2 shows the process flow diagram of a pressure change adsorption system for the recovery of oxygen rich gas using zeolites as adsorbents.
  • the air is fed into the pressure swing adsorption system 14 via a cooling unit 11 and a compressor 12 and a coalescence filter 13.
  • Oxygen rich gas is obtained via a line 15, while a nitrogen-rich exhaust gas is discharged via a line 16.
  • 3 shows that air is led via a cooling unit 21, a compressor 22 and a coalescence filter 23 into a membrane system 24 for the production of nitrogen rich gas.
  • a nitrogen rich gas is obtained via a line 25, while an oxygen-rich exhaust gas is discharged via a line 26.
  • a pressure swing adsorption system for air separation for the production of nitrogen using carbon molecular sieve as the adsorbent is said to produce nitrogen rich gas with a residual oxygen content of 0.5% by volume.
  • a 90 kW screw compressor (oil-injected) and a 75 kW screw compressor (oil-injected) with an upstream cooling unit are operated in accordance with the design according to the invention.
  • a cyclone separator, a prefilter, a cold dryer, a coalescing filter and an activated carbon filter are used for the compressed air treatment for the compressed air treatment.
  • a cooling unit for air pre-cooling is used in the 75 KW screw compressor. Only a coalescence filter is used for further compressed air treatment.
  • air pre-cooling according to the invention reduces the specific total energy requirement for nitrogen generation by almost 10%.
  • the investment costs of the upstream cooling unit are approximately the same as the cost savings through the smaller compressor, through the elimination of the dryer and the filters.
  • the test results can be found in the table below.
  • a pressure swing adsorption system for air separation to obtain oxygen rich gas using zeolite as an adsorbent is said to produce oxygen rich gas with an oxygen concentration of 93% by volume.
  • an oil-free 75 kW rotary tooth compressor and once an oil-free 55 kW rotary tooth compressor with an upstream cooling unit are operated in accordance with the design according to the invention.
  • a cyclone separator, a pre-filter and a cold regenerating adsorption dryer are used for the compressed air treatment. Since the compressor compresses oil-free, no coalescence filter and activated carbon filter are used. In the embodiment according to the invention, only the cooling unit is connected upstream of the 55 kW rotary tooth compressor. Since the compressed air after the compressor is free of solid particles and already has the necessary compressed air dew point due to the pre-cooling, no additional compressed air preparation is necessary after the compressor.
  • air precooling reduces the specific total energy requirement for generating oxygen rich gas by more than 12%.

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Abstract

Verfahren zur Trennung von Gasgemischen, insbesondere Luft, bei dem das Gasgemisch vor der Trennung verdichtet, gefiltert und getrocknet wird, wobei das zu trennende Gasgemisch vor der Verdichtung abgekühlt wird.

Description

Verfahren zur Trennung von Gasgemischen
Die Erfindung betrifft ein Verfahren zur Trennung von Gasgemi¬ schen gemäß dem Oberbegriff des Anspruchs 1.
Zur Trennung von Gasgemischen, insbesondere Luft, werden der¬ zeit industriell drei verschiedene Verfahren angewendet:
1. Tieftemperaturzerlegung
2. Druckwechseladsorptionsverfahren
3. Membranverfahren.
Allen drei Verfahren gemeinsam ist die Verwendung von Umge¬ bungsluft als zu trennendes Gasgemisch. Während die Tieftem¬ peraturzerlegung vorwiegend zur zentralen Luftzerlegung zur Erzeugung größerer Mengen Stickstoff bzw. Sauerstoff einge- setzt wird, werden die beiden letztgenannten Verfahren haupt¬ sächlich zur Luftzerlegung direkt am Verwendungsort der gewon¬ nenen Gase eingesetzt. Die Anlage wird entsprechend dem Gasbe¬ darf am Verwendungsort ausgelegt.
Bei dem Druckwechseladsorptionsverfahren und bei dem Membran¬ verfahren wird das zu trennende Gasgemisch Luft mittels Ver¬ dichter auf den für die Trennung notwendigen Druck verdichtet, welcher im allgemeinen im Druckbereich von 5 bis 13 bar liegt. Die zur Verdichtung notwendige Energie stellt zu 90 - 100 % die gesamte zur Luftzerlegung notwendige Energie dar. Nach der Verdichtung erfolgt die Aufbereitung der verdichteten Luft, um eine wirkungsgradmindernde Kontamination des Adsorptionsmit¬ tels bzw. der Trennmembran zu verhindern. Sowohl die in Druckwechseladsorptionsanlagen eingesetzten Adsorptionsmittel (Kohlenstoffmolekularsiebe und Zeolithe), als auch die Membranen der Membrananlagen zeichnen sich durch eine sehr hohe Empfindlichkeit gegenüber Feuchtigkeit und Öldämpfen aus . Zur langfristigen Aufrechterhaltung der Tren¬ neffizienz ist es zwingend erforderlich, das zu trennende Gas weitestgehend von Feuchtigkeit und Öldämpfen zu befreien.
Aus der DE 34 13 861 AI ist ein Adsorptionsverfahren zur Rei- nigung von Luft, beispielsweise zur Abtrennung von Wasser¬ dampf, bekannt, bei dem die Regeneration des Adsorbers mit einem heißen Spülgas erfolgt.
Die DE 34 13 895 AI offenbart ein Druckwechselverfahren zur adsorptiven Trennung von Gasgemischen, bei dem die Desorption mittels Vakuumpumpe im Gegenstrom zur Adsorption erfolgt. Dabei wird das zu trennende Gasgemisch durch Wärmeaustausch mit der Vakuumpumpe aufgewärmt und so der Energieverbrauch ge¬ senkt.
Aus der DE 26 52 486 C2 ist ein Druckwechseladsorptionsver- fahren zur Gewinnung von Stickstoff aus Luft bekannt. Sowohl bei Anlagen gemäß diesem Druckwechseladsorptionsverfahren als auch bei Membrananlagen wird die Luft üblicherweise mit öl- eingespritzten Verdichtern verdichtet und anschließend in eine Druckluftaufbereitungsstrecke, bestehend aus einem Fliehkraft¬ abscheider, einem Feststoffilter, einem Trockner und einem Koaleszens- und Aktivkohlefilter, aufbereitet. Dabei werden die Wassergehalte entweder durch Adsorptionstrockner oder durch Kältetrockner reduziert.
Die gesamte Druckluftaufbereitung verursacht einen Druckver¬ lust von 0,5 bar bei neuen unbeladenen Filtern, bis 1,0 bar bei beladenen Filtern. Die Druckluftaufbereitung hat die Auf- gäbe, die Wassergehalte, Öl und Feststoffgehalte der Luft auf einen für das Trennmedium zulässigen Wert abzusenken. Die Feststoffentfernung erfolgt über den dem Verdichter nachge¬ schalteten Feststoffilter. Bei öleingespritzten Verdichtern liegt das Öl nach der Verdichtung in Aerosol- und Dampfform vor. Öl-Aerosole werden über Koaleszensfilter und Öldämpfe über Aktivkohlefilter entfernt. Wasser liegt wie Öl in Aero¬ sol- und Dampfform vor. Wasser-Aerosole werden nach dem Flieh- kraftprinzip mittels Zyklonabscheider entfernt.
Jede Stufe der Druckluftaufbereitung bedingt einen bestimmten Druckverlust, Investitions-, Installations- sowie Wartungs¬ kosten.
Der Erfindung liegt die Aufgabe zugrunde, die Kosten der Ver¬ dichtung und der Druckluftaufbereitung zu minimieren und bei gleich großen Produktgasmengen den Energiebedarf des Verfah¬ rens zu reduzieren.
Diese Aufgabe wird dadurch gelöst, daß vor dem Verdichter der Gastrennanlage die dem Verdichter zugeleitete Luft abgekühlt wird. Die Temperaturabsenkung soll dabei im Bereich von 20 - 60 K, vorzugsweise 40 - 50 K, erfolgen. Die Temperaturabsen- kung der zu verdichtenden Luft wird mit handelsüblichen Kühl¬ aggregaten vorgenommen.
Der Erfindung zufolge wird die Umgebungsluft vor Eintritt in den Verdichter (z. B. Schraubenverdichter oder Kolbenverdich¬ ter) von Umgebungstemperatur (z. B. 20 °C) auf eine Temperatur deutlich unterhalb des Wassergefrierpunktes (z. B. -30 °C) abgekühlt. Innerhalb des vorgeschalteten Kühlaggregates wird aufgrund der Temperaturabsenkung dampfförmig vorliegendes Wasser auskondensiert und auf den Wärmetauscherflächen in Form von Eis abgeschieden. Gleichzeitig werden nahezu alle Fest¬ stoffteilchen im Kondensatwasser und im gebildeten Eis festge¬ halten; die Feststoffteilchen wirken dabei als Kondensations- und Kristallationskeime der Wasserabscheidung. Die kalte, ge¬ trocknete und von Feststoff gereinigte Luft gelangt anschlie- ßend in den Verdichter. Aufgrund der durch die Temperaturab¬ senkung bewirkten Erhöhung der spezifischen Dichte der zu komprimierenden Luft verdichtet der Kompressor entsprechend mehr Luftmassen.
Die spezifische Dichte der Luft erhöht sich bei einer Tempe¬ raturabsenkung von 293 K auf 243 K um ca. 17 %; die vom Kom¬ pressor verdichtete Luftmasse erhöht sich damit ebenfalls um ca. 17 % bei gleicher Energieaufnahme des Kompressors. Die Verdichtungsendtemperatur innerhalb des Kompressors wird gleichzeitig um ca. 50 K abgesenkt, was zu einer deutlich geringeren Öldämpfbeladung der verdichteten Luft führt.
Die den Kompressor verlassende Druckluft ist nahezu frei von Feststoff, weist keinerlei aerosolförmige Wasseranteile auf und hat zudem einen sehr niedrigen Wasserdampfanteil. Die noch verbleibenden Öl-Aerosole können mit einem einzigen Koales- zensfilter ausgeschieden werden. Aufgrund der Vortrocknung im vorgeschalteten Kühlaggregat und aufgrund der hohen Druckluft- qualität entfallen somit weitere Filter, wodurch der Druckver¬ lust entsprechend reduziert wird.
Aufgrund der erhöhten verdichteten Luftmasse steht der Trenn¬ anlage (Druckwechseladsorptionsanlage bzw. Membrananlage) entsprechend mehr Luft zur LuftZerlegung zur Verfügung, ohne daß der installierte Kompressor mehr Energie zur Verdichtung aufnimmt, bzw. man kann bei der Auslegung der Anlage einen entsprechend kleineren Kompressor vorsehen.
Bringt man die zur Kühlung im Kühlaggregat aufgewendete Ener¬ gie in Abzug und berücksichtigt weiterhin den Fortfall des Trockners und der Filter, ergibt sich über alles eine Energie¬ einsparung von ca. 10 %.
Es hat sich überraschend herausgestellt, daß die Investi¬ tionskosten des vorgeschalteten Kühlaggregates in etwa der Kosteneinsparung durch den kleineren Kompressor, durch Wegfall des Trockners und der Filter entsprechen.
Die Erfindung wird nachfolgend anhand der Zeichnung näher beschrieben. Es zeigt die Zeichnung in der
Fig. 1 ein Verfahrensfließbild einer Druckwechseladsorp¬ tionsanlage zur Gewinnung von Stickstoffreichgas, in der
Fig. 2 das Verfahrensfließbild einer Druckwechseladsorp¬ tionsanlage zur Gewinnung von Sauerstoffreichgas und in der
Fig. 3 das Verfahrensfließbild einer Membrananlage zur Stickstoffgewinnung.
Aus der Fig. 1 geht hervor, daß Luft durch ein Kühlaggregat 1 in einen Verdichter 2 und anschließend über einen Koaleszens- filter 3 in eine Druckwechseladsorptionsanlage 4 zur Stick- stoffreichgasgewinnung unter Verwendung von Molekularsieben auf Zeolith- oder Kohlenstoffbasis als Adsorptionsmittel ge¬ führt wird. Über eine Leitung 5 verläßt Stickstoffreichgas die Druckwechseladsoptionsanlage 4, während ein Sauerstoffreiches Abgas über eine Leitung 6 abgeführt wird.
In der Fig. 2 ist das Verfahrensfließbild einer Druckwechse¬ ladsorptionsanlage zur Gewinnung von Sauerstoffreichgas unter Verwendung von Zeolithen als Adsorptionsmittel dargestellt. Die Luft wird über ein Kühlaggregat 11 und einen Verdichter 12 sowie ein Koaleszensfilter 13 in die Druckwechseladsorptions¬ anlage 14 geführt. Über eine Leitung 15 wird Sauerstoffreich¬ gas gewonnen, während über eine Leitung 16 ein stickstoffrei¬ ches Abgas abgeführt wird. Aus der Fig. 3 geht hervor, daß Luft über ein Kühlaggregat 21, einen Verdichter 22 und einen Koaleszensfilter 23 in eine Mem¬ brananlage 24 zur Stickstoffreichgasgewinnung geführt wird. Über eine Leitung 25 wird ein Stickstoffreichgas gewonnen, während über eine Leitung 26 ein sauerstoffreiches Abgas abge¬ führt wird.
Ausführungsbeispiel und Vergleichsbeispiel 1
Eine Druckwechseladsorptionsanlage zur Luftzerlegung zur Ge¬ winnung von Stickstoff unter Einsatz von Kohlenstoffmolekular¬ sieb als Adsorptionsmittel soll Stickstoffreichgas mit einem Restsauerstoffgehalt von 0,5 Vol.-% erzeugen. Zur Erzielung einer Stickstoffproduktgasmenge von ca. 300 - 310 m3/h wird einmal ein 90 kW-Schraubenkompressor (öleingespritzt) und einmal ein 75 kW-Schraubenkompressor (öleingespritzt) mit vorgeschaltetem Kühlaggregat entsprechend der erfindungsgemä¬ ßen Ausführung betrieben. Bei der herkömmlichen Ausführung ohne Vorkühlung wird zur Druckluftaufbereitung ein Zyklonab¬ scheider, ein Vorfilter, ein Kältetrockner, ein Koaleszens¬ filter und ein Aktivkohlefilter zur Druckluftaufbereitung eingesetzt. Bei der erfindungsgemäßen Ausführung wird bei dem 75 KW-Schraubenkompressor ein Kälteaggregat zur Luftvorkühlung eingesetzt. Zur weiteren Druckluftaufbereitung wird nur ein Koaleszensfilter eingesetzt.
Durch den erfindungsgemäßen Einsatz der Luftvorkühlung wird der spezifische Gesamtenergiebedarf zur Stickstofferzeugung um fast 10 % reduziert.
Die Investitionskosten des vorgeschalteten Kühlaggregates sind in etwa gleich hoch wie die Kosteneinsparung durch den kleine¬ ren Kompressor, durch den Wegfall des Trockners und der Fil- ter. Die Versuchsergebnisse können der nachfolgenden Tabelle ent¬ nommen werden.
mit Vorkühlung ohne Vorkühlung
Stickstoff-Liefermege DWA-N2 305 m3/h 310 m3/h
Verdichter (öleingespritzt) Schraubenverdichter Schraubenverdichter
Motor 75 kW 75 kW
Motorwirkungsgrad 93,9 93,9
Umgebungstemperatur 293 K 293 K
Lufteintrittstemperatur 243 K 243 K
Liefermenge 916 m3/h 932 M3/h
Verdichtungsenddruck 7,5 bar 7,5 bar
Leistungsaufnahme Kompressor 79,6 kW 95 kW
Drucklufttaupunkt -30 °C -22 °C
Leistungsaufnahme Kälte¬
- 3,3 kW trockner
Leistungsaufnahme Vorkühlung 10 kW -
Druckverlust 0,15 bar 0,65 bar (Druckluftaufbereitung)
Leistungsaquivalent p 0,7 kW 3 kW
Gesamte Leistungsaufnahme 90,3 kW 101,3 kW
Spez. Leistungsaufnahme 0,296 kW/m3 N2 0,3268 kW/m3 N2
Diff. in Leistungsaufnahme -9,4 % - Ausführungsbeispiel und Vergleichsbeispiel 2
Eine Druckwechseladsorptionsanlage zur Luftzerlegung zur Ge- winnung von Sauerstoffreichgas unter Einsatz von Zeolith als Adsorptionsmittel soll Sauerstoffreichgas mit einer Sauer- stoffkonzentration von 93 Vol.-% erzeugen. Zur Erzielung einer Sauerstoffreichgasmenge von 40 m3/h wird einmal ein ölfreier 75 kW-Drehzahnkompressor und einmal ein ölfreier 55 kW-Drehzahn- kompressor mit vorgeschaltetem Kühlaggregat entsprechend der erfindungsgemäßen Ausführung betrieben.
Bei der herkömmlichen Ausführung ohne Vorkühlung wird zur Druckluftaufbereitung ein Zyklonabscheider, ein Vorfilter und ein kalt regenerierender Adsorptionstrockner eingesetzt. Da der Kompressor ölfrei verdichtet, wird kein Koaleszensfilter und Aktivkohlefilter eingesetzt. Bei der erfindungsgemäßen Ausführung wird dem 55 kW-Drehzahnkompressor nur das Kühlag¬ gregat vorgeschaltet. Da damit die Druckluft nach dem Verdich- ter frei von Feststoffpartikeln ist und durch die Vorkühlung bereits den notwendigen Drucklufttaupunkt aufweist, ist nach dem Verdichter keinerlei zusätzliche Druckluftaufbereitung notwendig.
Durch den erfindungsgemäßen Einsatz der Luftvorkühlung wird der spezifische Gesamtenergiebedarf zur Sauerstoffreichgas¬ erzeugung um über 12 % reduziert.
Die Versuchsergebnisse können der nachfolgenden Tabelle ent- nommen werden. mit Vorkühlung ohne Vorkühlung
Sauerstoff-Liefermege DWA-θ2 40 m3/h 40 m3/h
Verdichter (ölfrei) Drehzahn Drehzahn
Motor 55 kW 75 kW
Motorwirkungsgrad 93,2 94,0
Umgebungstemperatur 313 K 313 K
Lufteintrittstemperatur 263 K 313 K
Liefermenge 518 m3/h 600 m3/h
Verdichtungsenddruck 4,0 bar 4,0 bar
Leistungsaufnahme Kompressor 45,6 kW 57,5 kW
Trocknertyp Vorkühlung Adsortionstrockner
Drucklufttaupunkt -10 °C - 12 °C
Leistungsaufnahme Vorkühler
7kW 0,016 kW / Trockner
Regenerationsluftbedarf
- 80 m3/h Adsorptionstrockner
Druckverlust (Druckluftauf¬ 0 bar 0,45 bar bereitung)
Leistungsäquivalent p 0 kW 2 kW
Gesamte Leistungsaufnahme 52,6 kW 59,9 kW spez. Leistungsaufnahme 1,315 kW/m302 1,4975 kW/m302
Diff. in Leistungsaufnahme - 12,2 Z - Bezugszeichenliste
1 Kühlaggregat
2 Verdichter
3 Koaleszensfilter
4 Druckwechseladsorptionsanlage
5 Leitung
6 Leitung
11 Kühlaggregat
12 Verdichter
13 Koaleszensfilter
14 Druckwechseladsorptionsanlage
15 Leitung
16 Leitung
21 Kühlaggregat
22 Verdichter
23 Koaleszensfilter
24 Membrananlage
25 Leitung
26 Leitung

Claims

Patentansprüche;
1. Verfahren zur Trennung von Gasgemischen, insbesondere Luft, bei dem das Gasgemisch vor der Trennung verdich¬ tet, gefiltert und getrocknet wird,
dadurch gekennzeichnet,
daß das zu trennende Gasgemisch vor der Verdichtung abgekühlt wird.
2. Verfahren nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, daß das zu trennende Gasgemisch um 20 - 60 K, vorzugsweise 40 - 50 K, abgekühlt wird.
3. Verfahren nach Anspruch 1 und 2, dadurch gekennzeich- net, daß die Trennung des Gasgemisches durch ein Druck¬ wechseladsorptionverfahren erfolgt.
4. Verfahren nach Anspruch 1 und 2, dadurch gekennzeich¬ net, daß die Trennung des Gasgemisches durch ein Mem- branverfahren erfolgt.
PCT/EP1994/003557 1993-10-28 1994-10-28 Verfahren zur trennung von gasgemischen WO1995011740A1 (de)

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