JPH0650657A - 向上された液化方法 - Google Patents
向上された液化方法Info
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- JPH0650657A JPH0650657A JP5158195A JP15819593A JPH0650657A JP H0650657 A JPH0650657 A JP H0650657A JP 5158195 A JP5158195 A JP 5158195A JP 15819593 A JP15819593 A JP 15819593A JP H0650657 A JPH0650657 A JP H0650657A
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- F25J1/0285—Combination of different types of drivers mechanically coupled to the same refrigerant compressor, possibly split on multiple compressor casings
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Abstract
(57)【要約】
【目的】 向上された気体液化方法を提供すること。
【構成】 タービンブースタ二元圧縮機ユニットが高圧
熱交換機を用いる有益な液化操作の為に配列される。
熱交換機を用いる有益な液化操作の為に配列される。
Description
【０００１】
【産業上の利用分野】本発明は高圧液化操作に関するも
のである。より詳細には本発明は該操作に於ける向上さ
れたエネルギー効率に関するものである。
のである。より詳細には本発明は該操作に於ける向上さ
れたエネルギー効率に関するものである。
【０００２】
【従来の技術】貫流及び循環両タイプの多くの方法が、
窒素、酸素及びアルゴンといった空気分離製品を液化す
る為に用いられてきた。今世紀の半ば頃には空気分離装
置への供給空気が、ピストンタイプの容積式往復圧縮機
内で３０００psigにまで圧縮される工程が用いられてき
た。高圧空気は管形又は渦巻形熱交換機内で乾燥及び冷
却され、空気分離液体を生成するのに必要な冷却を生じ
させる為に往復容積式仕事抽出(work extraction) エキ
スパンダを通して膨張される。該高圧操作は意味のある
液化サイクル熱力学効率の利点を提供する。しかしなが
ら、出費及び維持の両方の観点から見て、使用する熱交
換装置は扱いにくく高価であり、往復機械は複雑で経費
のかかるものであった。
窒素、酸素及びアルゴンといった空気分離製品を液化す
る為に用いられてきた。今世紀の半ば頃には空気分離装
置への供給空気が、ピストンタイプの容積式往復圧縮機
内で３０００psigにまで圧縮される工程が用いられてき
た。高圧空気は管形又は渦巻形熱交換機内で乾燥及び冷
却され、空気分離液体を生成するのに必要な冷却を生じ
させる為に往復容積式仕事抽出(work extraction) エキ
スパンダを通して膨張される。該高圧操作は意味のある
液化サイクル熱力学効率の利点を提供する。しかしなが
ら、出費及び維持の両方の観点から見て、使用する熱交
換装置は扱いにくく高価であり、往復機械は複雑で経費
のかかるものであった。
【０００３】５０年代後半には、発展した低圧多段階遠
心圧縮機、半径流ターボエキスパンダ、及びコンパクト
な費用有効性ブレイズアルミニウム(brazed aluminum)
熱交換機が市場で手に入るようになった。低圧循環窒素
プロセスが、空気分離製品を液化する冷却を生じさせる
この新しい装置を使用する為に用いられた。上記機械の
低い空気力学的効率及び低圧操作の熱力学的欠点が、入
れ替えた高圧システムよりエネルギー効率が時折低い液
化システムを生じる結果となった。しかしながら、出費
及び維持に要求されるものは低かった。８０年代初めま
でには、ブレイズアルミニウム熱交換機の使用圧力及び
最大可能規模の着実な進歩、遠心圧縮機の空気力学効率
の向上、及び多段遠心高圧窒素循環圧縮機とそれに合っ
た低温ターボエキスパンダ／ブースタアセンブリの市場
入手性が最大圧力７７０psigという高さで循環及び単流
液化サイクル両方に於て利用された。これらの新しい設
計物のエネルギー効率は、それ以前の低圧ターボ機械を
基としたシステムよりも遥かに優れていた。現在、殆ど
の空気分離液体は該向上された設計の液化装置により製
造されている。
心圧縮機、半径流ターボエキスパンダ、及びコンパクト
な費用有効性ブレイズアルミニウム(brazed aluminum)
熱交換機が市場で手に入るようになった。低圧循環窒素
プロセスが、空気分離製品を液化する冷却を生じさせる
この新しい装置を使用する為に用いられた。上記機械の
低い空気力学的効率及び低圧操作の熱力学的欠点が、入
れ替えた高圧システムよりエネルギー効率が時折低い液
化システムを生じる結果となった。しかしながら、出費
及び維持に要求されるものは低かった。８０年代初めま
でには、ブレイズアルミニウム熱交換機の使用圧力及び
最大可能規模の着実な進歩、遠心圧縮機の空気力学効率
の向上、及び多段遠心高圧窒素循環圧縮機とそれに合っ
た低温ターボエキスパンダ／ブースタアセンブリの市場
入手性が最大圧力７７０psigという高さで循環及び単流
液化サイクル両方に於て利用された。これらの新しい設
計物のエネルギー効率は、それ以前の低圧ターボ機械を
基としたシステムよりも遥かに優れていた。現在、殆ど
の空気分離液体は該向上された設計の液化装置により製
造されている。
【０００４】現代様式の窒素液化装置の典型的機器構成
は、Hanson等の米国特許第４７７８４９７号に説明され
ている。そこに示されているように第一供給窒素は、空
気分離装置からの低圧窒素と共に提供される供給圧縮機
の排出から三又は四段階循環圧縮機の吸込みに供給され
る。追加供給はしばしば空気分離装置内の高圧カラムか
ら暖蒸気として供給される。窒素循環圧縮機がこの供給
及び液化コールドボックスからの戻り循環窒素流を典型
的に約８０〜９０psiaから約４５０〜５００psiaまでの
圧力でポンプする。循環圧縮機の総合排出流は更にHans
on等の特許に示されるように平行に配列されたウォーム
アンドコールドタービンブースタにより約７００psiaま
で圧縮される。この液化サイクル配列にとっては、ブー
スタを順列よりはむしろ平行に配列した方が増圧圧縮段
階に於て最も有益な無次元の空力性能パラメーターを生
じることになる。ブースタに存在する高圧流は、コール
ドボックスブレイズアルミニウム熱交換機内で引き続い
て冷却されウォームタービン、コールドタービン、及び
製品流に分離される。両タービンからの排気は熱交換機
システムで暖められ循環圧縮機の吸込みまで戻される。
は、Hanson等の米国特許第４７７８４９７号に説明され
ている。そこに示されているように第一供給窒素は、空
気分離装置からの低圧窒素と共に提供される供給圧縮機
の排出から三又は四段階循環圧縮機の吸込みに供給され
る。追加供給はしばしば空気分離装置内の高圧カラムか
ら暖蒸気として供給される。窒素循環圧縮機がこの供給
及び液化コールドボックスからの戻り循環窒素流を典型
的に約８０〜９０psiaから約４５０〜５００psiaまでの
圧力でポンプする。循環圧縮機の総合排出流は更にHans
on等の特許に示されるように平行に配列されたウォーム
アンドコールドタービンブースタにより約７００psiaま
で圧縮される。この液化サイクル配列にとっては、ブー
スタを順列よりはむしろ平行に配列した方が増圧圧縮段
階に於て最も有益な無次元の空力性能パラメーターを生
じることになる。ブースタに存在する高圧流は、コール
ドボックスブレイズアルミニウム熱交換機内で引き続い
て冷却されウォームタービン、コールドタービン、及び
製品流に分離される。両タービンからの排気は熱交換機
システムで暖められ循環圧縮機の吸込みまで戻される。
【０００５】１９８５年には使用圧力能力１４００psig
の巨大ブレイズアルミニウム熱交換機が用いられるよう
になった。多くの理由により、上述された窒素液化プロ
セスはこの高圧レベルでの操作による熱力学的恩恵を受
けることができない。両タービンが圧力比約８、つまり
７００psiaから８８psia、で操作されることにより、２
つの機械の間の温度降下の総計は常温からコールドター
ビン排気に於ける飽和蒸気までの総合温度範囲に等しく
なる。タービンの入口圧をその出口圧を増加することな
しに増加することは、プロセスにより効率良く使用され
る範囲を越えて機械間の温度降下を増加する。それ故、
温度混合損失及び（又は）コールドタービンからの２相
排気が増加する。また、一段階半径流ターボエキスパン
ダを横切る圧力比も空力的設計制限により８をそれ程越
えるわけにはいかない。これらの問題はタービンの入口
及び出口圧を共にそれらの圧力比が約８に固定すること
を維持するように比例して増加することにより避けるこ
とができる。１４００psiaのタービン入口圧に於て、タ
ービンの排気圧及び循環圧縮機の入口圧は約１７５psia
である。コールドタービン排気温度は１７５psiaに於て
１０７°Ｋの飽和温度より低くなることはできなく、そ
れは立ち代わって、過剰な高温及びフラッシュセパレー
ターに入り、空気分離装置又は次の保存への配送の為の
サブクーラーへ送られる超臨界製品流のエンタルピーを
生じることになる。システムの総合効率は、タービン排
気流と接触する直接熱交換により提供される総合液化冷
却比に於けるこの減少により損なわれる。更に、コール
ドタービンの排気圧及び循環圧縮機の吸込み圧を空気分
離装置内の高圧カラムの作業圧力より増加させることは
冷又は暖蒸気のこのカラムから液化装置の吸込み循環路
への直接移動を妨げる。この問題を避ける為の様々な方
法を試みることができる一方で、それらは全てかなりの
費用及び複雑性を装置に加えることになる。それ故その
結果として、７００〜８００psiaのピークサイクル圧力
で操作される並びに窒素及び空気を液化するのに現在広
く使用されている液化プロセスはより高いピークサイク
ル圧力で操作することに余り良く適していない。
の巨大ブレイズアルミニウム熱交換機が用いられるよう
になった。多くの理由により、上述された窒素液化プロ
セスはこの高圧レベルでの操作による熱力学的恩恵を受
けることができない。両タービンが圧力比約８、つまり
７００psiaから８８psia、で操作されることにより、２
つの機械の間の温度降下の総計は常温からコールドター
ビン排気に於ける飽和蒸気までの総合温度範囲に等しく
なる。タービンの入口圧をその出口圧を増加することな
しに増加することは、プロセスにより効率良く使用され
る範囲を越えて機械間の温度降下を増加する。それ故、
温度混合損失及び（又は）コールドタービンからの２相
排気が増加する。また、一段階半径流ターボエキスパン
ダを横切る圧力比も空力的設計制限により８をそれ程越
えるわけにはいかない。これらの問題はタービンの入口
及び出口圧を共にそれらの圧力比が約８に固定すること
を維持するように比例して増加することにより避けるこ
とができる。１４００psiaのタービン入口圧に於て、タ
ービンの排気圧及び循環圧縮機の入口圧は約１７５psia
である。コールドタービン排気温度は１７５psiaに於て
１０７°Ｋの飽和温度より低くなることはできなく、そ
れは立ち代わって、過剰な高温及びフラッシュセパレー
ターに入り、空気分離装置又は次の保存への配送の為の
サブクーラーへ送られる超臨界製品流のエンタルピーを
生じることになる。システムの総合効率は、タービン排
気流と接触する直接熱交換により提供される総合液化冷
却比に於けるこの減少により損なわれる。更に、コール
ドタービンの排気圧及び循環圧縮機の吸込み圧を空気分
離装置内の高圧カラムの作業圧力より増加させることは
冷又は暖蒸気のこのカラムから液化装置の吸込み循環路
への直接移動を妨げる。この問題を避ける為の様々な方
法を試みることができる一方で、それらは全てかなりの
費用及び複雑性を装置に加えることになる。それ故その
結果として、７００〜８００psiaのピークサイクル圧力
で操作される並びに窒素及び空気を液化するのに現在広
く使用されている液化プロセスはより高いピークサイク
ル圧力で操作することに余り良く適していない。
【０００６】Dobrackiの米国特許第４８９４０７６号
は、市場で入手できる高使用圧力ブレイズアルミニウム
熱交換機を利用するように設計されたターボ機械を基と
する循環窒素液化プロセスを開示している。その表１に
記載されているように特許されたプロセスは、典型的な
市販されている液化装置と比較して約５％エネルギー効
率が高いと主張されている。特許されたプロセスは、温
度範囲を常温からコールドタービンの飽和蒸気排気まで
スパンさせる為に三台の半径流ターボエキスパンダを使
用している。４８９psiaの後冷却された循環圧縮排気ガ
スを供給として用いるウォームタービンは循環圧縮機吸
込み圧力９１psia及び１９２°Ｋで排出する。それはプ
ロセスに要求される２００°Ｋまでの温度レベルの冷却
全てを提供する。残りの循環圧縮排気ガスは、三台のガ
スエキスパンダにより生み出される遠心圧縮機の２つの
車輪(wheels)の吸収力により４９０psiaから最大サイク
ル頭部圧力１２１５psiaまで増圧される。熱交換システ
ム内で２００°Ｋまで冷却された後、この流れの１部は
中間ガスエキスパンダへ運ばれそこで１５５°Ｋで４８
０psiaまで膨張される。この機械は２００°Ｋから１５
５°Ｋのプロセス冷却を提供する。この低温ターボエキ
スパンダは、熱交換システム内で同じ温度まで冷却され
た循環圧縮排気ガスの僅かなトリム流とブレンドされた
中間エキスパンダからの排気ガスを供給される。低温エ
キスパンダは飽和蒸気で又はその付近で９４psiaで排気
する。それは１５５°Ｋから９９°Ｋの冷却を提供す
る。入り供給流との対流熱交換で温められた後、タービ
ン排気流は循環圧縮機吸込みへ戻る。その液体、又は重
液エキスパンダは、更なる熱含量削減の為に低温超臨界
窒素製品流を、過冷液体製品の生産用の冷却供給として
空気分離装置に送る前に、１２０６psiaから９４psiaま
で膨張する。特許されたプロセスが先行技術と比較して
約５％まで優れた総合エネルギー効率を有しているとし
て開示されたとは言え、液化装置を更に向上させる為に
克服することが所望される幾つかの欠陥及び欠点がまだ
残されている。
は、市場で入手できる高使用圧力ブレイズアルミニウム
熱交換機を利用するように設計されたターボ機械を基と
する循環窒素液化プロセスを開示している。その表１に
記載されているように特許されたプロセスは、典型的な
市販されている液化装置と比較して約５％エネルギー効
率が高いと主張されている。特許されたプロセスは、温
度範囲を常温からコールドタービンの飽和蒸気排気まで
スパンさせる為に三台の半径流ターボエキスパンダを使
用している。４８９psiaの後冷却された循環圧縮排気ガ
スを供給として用いるウォームタービンは循環圧縮機吸
込み圧力９１psia及び１９２°Ｋで排出する。それはプ
ロセスに要求される２００°Ｋまでの温度レベルの冷却
全てを提供する。残りの循環圧縮排気ガスは、三台のガ
スエキスパンダにより生み出される遠心圧縮機の２つの
車輪(wheels)の吸収力により４９０psiaから最大サイク
ル頭部圧力１２１５psiaまで増圧される。熱交換システ
ム内で２００°Ｋまで冷却された後、この流れの１部は
中間ガスエキスパンダへ運ばれそこで１５５°Ｋで４８
０psiaまで膨張される。この機械は２００°Ｋから１５
５°Ｋのプロセス冷却を提供する。この低温ターボエキ
スパンダは、熱交換システム内で同じ温度まで冷却され
た循環圧縮排気ガスの僅かなトリム流とブレンドされた
中間エキスパンダからの排気ガスを供給される。低温エ
キスパンダは飽和蒸気で又はその付近で９４psiaで排気
する。それは１５５°Ｋから９９°Ｋの冷却を提供す
る。入り供給流との対流熱交換で温められた後、タービ
ン排気流は循環圧縮機吸込みへ戻る。その液体、又は重
液エキスパンダは、更なる熱含量削減の為に低温超臨界
窒素製品流を、過冷液体製品の生産用の冷却供給として
空気分離装置に送る前に、１２０６psiaから９４psiaま
で膨張する。特許されたプロセスが先行技術と比較して
約５％まで優れた総合エネルギー効率を有しているとし
て開示されたとは言え、液化装置を更に向上させる為に
克服することが所望される幾つかの欠陥及び欠点がまだ
残されている。
【０００７】Dobrackiの特許プロセスの所要動力はここ
に説明され請求される本発明のものよりも２．３％大き
い。この状況に寄与する２つの要素はその報告されてい
る約１２００psiaのサイクル圧が本発明の現在好まれる
１４００psiaレベルより低いこと、及び２番目として液
体タービンによって発生される動力が有用な仕事を行う
為に回収されないことによる。更に、２つのガスタービ
ン及び１つの液体タービンを用いる本発明のよりシンプ
ルな機構と比較して、３つの窒素ガスタービン及び１つ
の液体タービンを使用する為にサイクルがより複雑で、
４台の機械を使用する為に出費及び維持費がかかるとい
うことである。
に説明され請求される本発明のものよりも２．３％大き
い。この状況に寄与する２つの要素はその報告されてい
る約１２００psiaのサイクル圧が本発明の現在好まれる
１４００psiaレベルより低いこと、及び２番目として液
体タービンによって発生される動力が有用な仕事を行う
為に回収されないことによる。更に、２つのガスタービ
ン及び１つの液体タービンを用いる本発明のよりシンプ
ルな機構と比較して、３つの窒素ガスタービン及び１つ
の液体タービンを使用する為にサイクルがより複雑で、
４台の機械を使用する為に出費及び維持費がかかるとい
うことである。
【０００８】今日のブレイズアルミニウム熱交換機の最
大使用圧力能力である１４００psiaまで又は好ましくは
２５００psiaまでプロセス頭部圧力を増加することから
理論的に可能である熱力学的有益性を達成することをDo
bracki特許のサイクル配列が排除していることが分かる
であろう。それ故、斯界に於て使用圧力能力が１４００
psiaまである熱交換機を有益的に用いる能力のある高圧
液化プロセスを有することが非常に望ましいことが分か
るであろう。液化装置が空気分離装置と一体化された多
くの場合に於て、空気分離装置の高圧カラムからの暖及
び冷片方又は両方の窒素蒸気を圧縮せずに液化装置への
供給として送ることを可能にする為に低温タービン排気
圧及び循環圧縮入口圧を低下する柔軟性を有することが
有益であることもまた留意されるべきことである。構造
化充填物充填(structured packing-filled) 蒸留塔付近
代的空気分離装置は６８psia程度の低い加圧をする高圧
窒素カラムと共に設計されている。Dobracki特許の方法
はこれ程低い循環圧縮機吸込み圧で操作するという柔軟
性を有していない。もし試みられるならば、コールドタ
ービン排気内に多量の液体が溜るか又は熱交換帯の間で
大きな温度混合損失が起こるであろう。この問題は約９
００psiaの最大サイクル圧力で稼働することにより解決
することができるであろうが、これはサイクルエネルギ
ー効率の大きな減少を生じることになる。高圧熱交換機
を利用する及び斯界での現段階のプロセスエネルギー節
約度を大きく越える能力のある向上された高圧液化プロ
セス及びシステムを提供する為に、斯界に於けるこれら
の様々な問題を扱うことが本発明の目的である。
大使用圧力能力である１４００psiaまで又は好ましくは
２５００psiaまでプロセス頭部圧力を増加することから
理論的に可能である熱力学的有益性を達成することをDo
bracki特許のサイクル配列が排除していることが分かる
であろう。それ故、斯界に於て使用圧力能力が１４００
psiaまである熱交換機を有益的に用いる能力のある高圧
液化プロセスを有することが非常に望ましいことが分か
るであろう。液化装置が空気分離装置と一体化された多
くの場合に於て、空気分離装置の高圧カラムからの暖及
び冷片方又は両方の窒素蒸気を圧縮せずに液化装置への
供給として送ることを可能にする為に低温タービン排気
圧及び循環圧縮入口圧を低下する柔軟性を有することが
有益であることもまた留意されるべきことである。構造
化充填物充填(structured packing-filled) 蒸留塔付近
代的空気分離装置は６８psia程度の低い加圧をする高圧
窒素カラムと共に設計されている。Dobracki特許の方法
はこれ程低い循環圧縮機吸込み圧で操作するという柔軟
性を有していない。もし試みられるならば、コールドタ
ービン排気内に多量の液体が溜るか又は熱交換帯の間で
大きな温度混合損失が起こるであろう。この問題は約９
００psiaの最大サイクル圧力で稼働することにより解決
することができるであろうが、これはサイクルエネルギ
ー効率の大きな減少を生じることになる。高圧熱交換機
を利用する及び斯界での現段階のプロセスエネルギー節
約度を大きく越える能力のある向上された高圧液化プロ
セス及びシステムを提供する為に、斯界に於けるこれら
の様々な問題を扱うことが本発明の目的である。
【０００９】
【発明の概要】タービン−ブースタ二元圧縮機ユニット
が有益的機械設計パラメーター及び効果的冷却カーブ特
性を提供する為に特定的に配列される。多路を有する高
圧熱交換機が所望されるプロセス配列を収容する為に使
用される。
が有益的機械設計パラメーター及び効果的冷却カーブ特
性を提供する為に特定的に配列される。多路を有する高
圧熱交換機が所望されるプロセス配列を収容する為に使
用される。
【００１０】
【発明の具体的な説明】本発明の目的は、投資及び維持
費が最小限になり、所要動力が削減され、総合操作効率
が向上するように、望ましくは２つのガスタービン及び
１つの液体タービンを使用する向上された液化プロセス
及びシステムにより達成される。本発明の１つの具体例
に於て、窒素循環圧縮機の第一段階に吸引を供給する為
に、加温コールドタービン排気は例えば７２．５psiaで
供給圧縮機排気及び中圧供給と合流する。２段階の圧縮
の後、この流れは２番目の２段階の循環圧縮の為に加温
ウォームタービン排気と合流する。５７７psiaの循環圧
縮機排気流の１部がコールドタービン供給用に抽出され
ブレイズアルミニウム熱交換機内で冷却される。循環圧
縮機排気流の残りの部分は連続してコールド及びウォー
ムタービンブースタを通りそこから１４００psiaでコー
ルドボックスに運ばれる。ブレイズアルミニウム熱交換
機の第一帯内で冷却された後、この流れの１部はウォー
ムタービン供給として抽出され残りの製品部分はサブク
ーラーに入る前に冷却され凝縮される。サブクーラーか
ら出た低温高圧超臨界製品流は排気エンタルピーが１気
圧で飽和液体窒素のそれに非常に近い液体タービンを通
して処理される。液体廃棄流の１部は冷却としてブレイ
ズアルミニウム熱交換機サブクーラーに入りそこで沸騰
され、熱交換システム内で加温され供給圧縮機吸込みに
送られる前に過熱される。過冷液体タービン廃棄流の残
りは貯蔵の為又は空気分離装置への冷却供給の為に液化
装置から出る。供給圧縮機は、循環窒素圧縮機の吸込み
へ送る為に、サブクーラーから加温フラッシュガス及び
空気分離装置から新しい低圧供給を収集する。
費が最小限になり、所要動力が削減され、総合操作効率
が向上するように、望ましくは２つのガスタービン及び
１つの液体タービンを使用する向上された液化プロセス
及びシステムにより達成される。本発明の１つの具体例
に於て、窒素循環圧縮機の第一段階に吸引を供給する為
に、加温コールドタービン排気は例えば７２．５psiaで
供給圧縮機排気及び中圧供給と合流する。２段階の圧縮
の後、この流れは２番目の２段階の循環圧縮の為に加温
ウォームタービン排気と合流する。５７７psiaの循環圧
縮機排気流の１部がコールドタービン供給用に抽出され
ブレイズアルミニウム熱交換機内で冷却される。循環圧
縮機排気流の残りの部分は連続してコールド及びウォー
ムタービンブースタを通りそこから１４００psiaでコー
ルドボックスに運ばれる。ブレイズアルミニウム熱交換
機の第一帯内で冷却された後、この流れの１部はウォー
ムタービン供給として抽出され残りの製品部分はサブク
ーラーに入る前に冷却され凝縮される。サブクーラーか
ら出た低温高圧超臨界製品流は排気エンタルピーが１気
圧で飽和液体窒素のそれに非常に近い液体タービンを通
して処理される。液体廃棄流の１部は冷却としてブレイ
ズアルミニウム熱交換機サブクーラーに入りそこで沸騰
され、熱交換システム内で加温され供給圧縮機吸込みに
送られる前に過熱される。過冷液体タービン廃棄流の残
りは貯蔵の為又は空気分離装置への冷却供給の為に液化
装置から出る。供給圧縮機は、循環窒素圧縮機の吸込み
へ送る為に、サブクーラーから加温フラッシュガス及び
空気分離装置から新しい低圧供給を収集する。
【００１１】
【実施例】図面に関連して、ライン２７の半径流コール
ドターボエキスパンダ３から排出される８１psiaの飽和
窒素蒸気は、ブレイズアルミニウム熱交換機帯１５、１
４、１３で常温にまで連続的に加温される前に、ライン
２２の空気分離装置の低カラムから入ってくる低温中圧
窒素ガスの僅流(small stream)と合流することができ
る。このように加温されたガスは、ライン２６から供給
圧縮機９及びアフタークーラー１０を通った後冷却排出
窒素並びにそのシステムの熱交換システム内で常温まで
加温された後にメークアップとして空気分離装置（非表
示）の高圧低カラムから入ってくる中圧窒素供給１２と
合流される。混合流はライン２８中を通過して循環圧縮
機１内の循環窒素圧縮第一帯に送られる。圧縮機は典型
的にモーター稼働ブルギヤーでメッシュされたギヤーピ
ニオンの両側にマウントされた２つの遠心圧縮ステージ
からなる。圧縮された窒素は一般に循環圧縮機１として
示される２つの圧縮ステージの間で中間冷却され、その
後２１１psiaで第一圧縮帯を出る時にアフタークーラー
２３中で冷却される。ウォーム半径流エキスパンダ６か
らの２１７psia及び１５８°Ｋのライン２９の排気窒素
は、循環窒素圧縮の第一帯から出る際にアフタークーラ
ー２３を出る後冷却排流窒素に合流する前に、対流ブレ
イズアルミニウム熱交換機帯１４及び１３に於て連続的
に加温される。混合流は循環窒素圧縮の第二帯の吸込
み、つまり循環圧縮機２、に運ばれる。この圧縮機も同
様に、循環窒素圧縮の第一帯を駆動する同じブルギヤー
により駆動されるギヤーピニオンの両側にマウントされ
た２つの遠心圧縮ステージから典型的になる。中間冷却
は２つの圧縮ステージの間に提供され、循環圧縮機２か
ら上記ライン２８を５７７psiaで通過する排出窒素はア
フタークーラー７で後冷却される。
ドターボエキスパンダ３から排出される８１psiaの飽和
窒素蒸気は、ブレイズアルミニウム熱交換機帯１５、１
４、１３で常温にまで連続的に加温される前に、ライン
２２の空気分離装置の低カラムから入ってくる低温中圧
窒素ガスの僅流(small stream)と合流することができ
る。このように加温されたガスは、ライン２６から供給
圧縮機９及びアフタークーラー１０を通った後冷却排出
窒素並びにそのシステムの熱交換システム内で常温まで
加温された後にメークアップとして空気分離装置（非表
示）の高圧低カラムから入ってくる中圧窒素供給１２と
合流される。混合流はライン２８中を通過して循環圧縮
機１内の循環窒素圧縮第一帯に送られる。圧縮機は典型
的にモーター稼働ブルギヤーでメッシュされたギヤーピ
ニオンの両側にマウントされた２つの遠心圧縮ステージ
からなる。圧縮された窒素は一般に循環圧縮機１として
示される２つの圧縮ステージの間で中間冷却され、その
後２１１psiaで第一圧縮帯を出る時にアフタークーラー
２３中で冷却される。ウォーム半径流エキスパンダ６か
らの２１７psia及び１５８°Ｋのライン２９の排気窒素
は、循環窒素圧縮の第一帯から出る際にアフタークーラ
ー２３を出る後冷却排流窒素に合流する前に、対流ブレ
イズアルミニウム熱交換機帯１４及び１３に於て連続的
に加温される。混合流は循環窒素圧縮の第二帯の吸込
み、つまり循環圧縮機２、に運ばれる。この圧縮機も同
様に、循環窒素圧縮の第一帯を駆動する同じブルギヤー
により駆動されるギヤーピニオンの両側にマウントされ
た２つの遠心圧縮ステージから典型的になる。中間冷却
は２つの圧縮ステージの間に提供され、循環圧縮機２か
ら上記ライン２８を５７７psiaで通過する排出窒素はア
フタークーラー７で後冷却される。
【００１２】窒素循環圧縮機の２つの帯を出た循環窒素
流は２つの流れに分割される。１つ目の流れはコールド
エキスパンダ３に入る前に対流ブレイズアルミニウム熱
交換機帯１３及び１４で冷却される為に継続してライン
３０を通過する。エキスパンダ３内での仕事抽出膨張
後、上に示されたように排気流はライン２７を通って進
む。窒素循環圧縮の２つの帯を出た窒素の２つ目の流れ
はライン３１を通過してコールドタービンブースタ４の
入口へ行く。コールドタービン／ブースタアセンブリー
は半径流膨張帯３の片端にマウントされた軸受支持スピ
ンドル及びもう片端の遠心圧縮ステージ４からなる。膨
張流からの仕事抽出によりスピンドルに送られた動力は
圧縮ステージにより吸収される（より小さな軸受及び風
摩擦損失）。コールドブースタ４はそれを通過する窒素
ガス流の圧力を５７４psiaから８０５psiaに上げる。コ
ールドブースタ排気流はライン３２で除去され、ウォー
ムタービンブースタ５内で更に１４００psiaまで圧縮さ
れる前にアフタークーラー２４で後冷却される。
流は２つの流れに分割される。１つ目の流れはコールド
エキスパンダ３に入る前に対流ブレイズアルミニウム熱
交換機帯１３及び１４で冷却される為に継続してライン
３０を通過する。エキスパンダ３内での仕事抽出膨張
後、上に示されたように排気流はライン２７を通って進
む。窒素循環圧縮の２つの帯を出た窒素の２つ目の流れ
はライン３１を通過してコールドタービンブースタ４の
入口へ行く。コールドタービン／ブースタアセンブリー
は半径流膨張帯３の片端にマウントされた軸受支持スピ
ンドル及びもう片端の遠心圧縮ステージ４からなる。膨
張流からの仕事抽出によりスピンドルに送られた動力は
圧縮ステージにより吸収される（より小さな軸受及び風
摩擦損失）。コールドブースタ４はそれを通過する窒素
ガス流の圧力を５７４psiaから８０５psiaに上げる。コ
ールドブースタ排気流はライン３２で除去され、ウォー
ムタービンブースタ５内で更に１４００psiaまで圧縮さ
れる前にアフタークーラー２４で後冷却される。
【００１３】ウォームタービンブースタ５からの高圧ウ
ォームブースタ排気流は、２つの流れに分割される前に
２６２°Ｋまでの対流冷却の為にブレイズアルミニウム
熱交換機に入るに先立ってライン３３からアフタークー
ラー８に送られる。第一流は近−等エントロピー仕事抽
出膨張の為にライン３４を通りウォームタービン６の入
口に送られる。タービンからの排気流は上に示されたよ
うにライン２９を通って進む。ウォームタービン６の膨
張により発生した動力はウォームブースタ５を駆動する
スピンドルに送られる。
ォームブースタ排気流は、２つの流れに分割される前に
２６２°Ｋまでの対流冷却の為にブレイズアルミニウム
熱交換機に入るに先立ってライン３３からアフタークー
ラー８に送られる。第一流は近−等エントロピー仕事抽
出膨張の為にライン３４を通りウォームタービン６の入
口に送られる。タービンからの排気流は上に示されたよ
うにライン２９を通って進む。ウォームタービン６の膨
張により発生した動力はウォームブースタ５を駆動する
スピンドルに送られる。
【００１４】ライン３０の熱交換機１３のコールドエン
ドを出た高圧窒素流の第二部分は、１３９０psia及び７
９．６°Ｋ、つまり高圧超臨界凋密液体、で液体タービ
ン１７に入る前に対流ブレイズアルミニウム熱交換機帯
１４、１５、１６で連続的に冷却される。近−等エント
ロピー仕事抽出膨張は液体タービン１７中で起こる。こ
のタービンからの排気は回収された製品として、貯蔵の
為の通路及び（又は）空気分離装置への冷却供給用の膨
張弁３５を含有するライン２５を通過する。上記冷却液
体の僅流は、ブレイズアルミニウム熱交換機帯１６、サ
ブクーラー内での沸騰及び過熱の為の弁３７を含有する
ライン３６を通って進む。上記サブクーラ帯１６で形成
された低圧蒸気は、窒素供給圧縮機９への流入流を提供
するよう空気分離装置からのライン２６の低圧製品窒素
と合流する為に、上記ライン３６を通過する前に対流ブ
レイズアルミニウム熱交換機帯１５、１４、１３で継続
的に常温まで加温される。この圧縮機は、通常、その出
力(output)流を上記アフタークーラー１０を通って循環
圧縮機１の吸込みまで送る３段階遠心中間冷却インテグ
ラルギヤーユニットである。
ドを出た高圧窒素流の第二部分は、１３９０psia及び７
９．６°Ｋ、つまり高圧超臨界凋密液体、で液体タービ
ン１７に入る前に対流ブレイズアルミニウム熱交換機帯
１４、１５、１６で連続的に冷却される。近−等エント
ロピー仕事抽出膨張は液体タービン１７中で起こる。こ
のタービンからの排気は回収された製品として、貯蔵の
為の通路及び（又は）空気分離装置への冷却供給用の膨
張弁３５を含有するライン２５を通過する。上記冷却液
体の僅流は、ブレイズアルミニウム熱交換機帯１６、サ
ブクーラー内での沸騰及び過熱の為の弁３７を含有する
ライン３６を通って進む。上記サブクーラ帯１６で形成
された低圧蒸気は、窒素供給圧縮機９への流入流を提供
するよう空気分離装置からのライン２６の低圧製品窒素
と合流する為に、上記ライン３６を通過する前に対流ブ
レイズアルミニウム熱交換機帯１５、１４、１３で継続
的に常温まで加温される。この圧縮機は、通常、その出
力(output)流を上記アフタークーラー１０を通って循環
圧縮機１の吸込みまで送る３段階遠心中間冷却インテグ
ラルギヤーユニットである。
【００１５】液体タービン／ブースタユニットは、液体
タービン１７の片側にマウントされた両頭軸受支持スピ
ンドル及びもう片側の循環圧縮機１の第一ステージと平
行して稼働するように設計された小さな遠心圧縮機ステ
ージ１８からなる。循環圧縮機１からのガスはライン３
８の圧縮ステージに送られ、圧縮されたガスはそこから
ライン３９を通って除去される。この方式による利用可
能膨張仕事の回収は液化装置のエネルギー効率を約０．
５％向上させる。
タービン１７の片側にマウントされた両頭軸受支持スピ
ンドル及びもう片側の循環圧縮機１の第一ステージと平
行して稼働するように設計された小さな遠心圧縮機ステ
ージ１８からなる。循環圧縮機１からのガスはライン３
８の圧縮ステージに送られ、圧縮されたガスはそこから
ライン３９を通って除去される。この方式による利用可
能膨張仕事の回収は液化装置のエネルギー効率を約０．
５％向上させる。
【００１６】当業者は添付された請求項に説明された本
発明の範囲から逸脱することなく、様々な変化及び修正
をここに説明された本発明の細部に為すことができるこ
とを理解するであろう。かかる修正の１つに於て、熱交
換帯１６及び帯１５、１４、１３からの熱交換通路、液
体タービン１７からの加温低圧蒸発分離窒素は運転休止
又は除去される。液体タービン１７中での膨張の後、図
の具体例中より高いエンタルピーである製品流は空気分
離装置の高圧又は低カラムの上部に戻ってくる。過冷液
体酸素、窒素、及びアルゴン流は本発明の窒素液化装置
により空気分離装置に供給される冷却と引き換えで空気
分離装置から送られる。この具体例に於て、空気分離装
置のウォームエンド熱交換システム内の温度分散を効率
よくバランスする為に、低温中圧窒素ガスの僅流を空気
分離装置から液化ライン２２まで輸送することが普通評
価される。この配列は、液化装置が接続される空気分離
装置の大きさ及び設計が熱交換機１６による製品液体窒
素の過冷が空気分離装置内でより効率的に遂行できるよ
うなものである時に好まれる。
発明の範囲から逸脱することなく、様々な変化及び修正
をここに説明された本発明の細部に為すことができるこ
とを理解するであろう。かかる修正の１つに於て、熱交
換帯１６及び帯１５、１４、１３からの熱交換通路、液
体タービン１７からの加温低圧蒸発分離窒素は運転休止
又は除去される。液体タービン１７中での膨張の後、図
の具体例中より高いエンタルピーである製品流は空気分
離装置の高圧又は低カラムの上部に戻ってくる。過冷液
体酸素、窒素、及びアルゴン流は本発明の窒素液化装置
により空気分離装置に供給される冷却と引き換えで空気
分離装置から送られる。この具体例に於て、空気分離装
置のウォームエンド熱交換システム内の温度分散を効率
よくバランスする為に、低温中圧窒素ガスの僅流を空気
分離装置から液化ライン２２まで輸送することが普通評
価される。この配列は、液化装置が接続される空気分離
装置の大きさ及び設計が熱交換機１６による製品液体窒
素の過冷が空気分離装置内でより効率的に遂行できるよ
うなものである時に好まれる。
【００１７】本発明の別の具体例に於て液体タービン１
７は図に説明されている設計から除去される。これは固
定量の１気圧飽和液体窒素を生産するのに要求される動
力の５．７％の増加を生じる。しかしながらこのプロセ
スは上記液体タービンを適当な弁に置換えることにより
追加修正なしで稼働する。この特性は装置を単純化又は
資本を削減したい場合、或いは液化タービンが故障した
後の臨時液化操作の為に有用である。本発明の他の具体
例に於て、サブクーラー及び液体タービンは使用されな
い。ライン２５の製品窒素は空気分離装置の低カラムの
上部に送られ、過冷空気分離製品液体は窒素液化装置に
より供給される冷却との交換で空気分離装置から貯蔵に
送られる。
７は図に説明されている設計から除去される。これは固
定量の１気圧飽和液体窒素を生産するのに要求される動
力の５．７％の増加を生じる。しかしながらこのプロセ
スは上記液体タービンを適当な弁に置換えることにより
追加修正なしで稼働する。この特性は装置を単純化又は
資本を削減したい場合、或いは液化タービンが故障した
後の臨時液化操作の為に有用である。本発明の他の具体
例に於て、サブクーラー及び液体タービンは使用されな
い。ライン２５の製品窒素は空気分離装置の低カラムの
上部に送られ、過冷空気分離製品液体は窒素液化装置に
より供給される冷却との交換で空気分離装置から貯蔵に
送られる。
【００１８】図の具体例に使用されるプロセス圧力レベ
ルの為に熱交換機帯１３を包含することが、さもなけれ
ば帯１４及び１５の間で起こるであろう温度混合損失を
除去することにより、プロセスの効率を向上することは
理解されるであろう。温度混合損失はウォームタービン
６の排気温度が要求されるコールドタービン３の入口温
度より暖かいことにより発生する。しかしながら両ター
ビン間の圧力比を増加するようにプロセス圧力を調節す
ることにより、それぞれのタービン間の温度降下はウォ
ームタービンへの入口温度が常温になるまで増加する。
この時点で熱交換帯１３はもはや必要とされない。温度
混合損失は部分負荷的に発達する。この場合図１の具体
例の場合よりもより簡単なブレイズアルミニウム熱交換
機を用いることができる。このアプローチはまた循環圧
縮機にデザイン吸込み圧より低い状況が所望される場合
に魅力のあるものである。
ルの為に熱交換機帯１３を包含することが、さもなけれ
ば帯１４及び１５の間で起こるであろう温度混合損失を
除去することにより、プロセスの効率を向上することは
理解されるであろう。温度混合損失はウォームタービン
６の排気温度が要求されるコールドタービン３の入口温
度より暖かいことにより発生する。しかしながら両ター
ビン間の圧力比を増加するようにプロセス圧力を調節す
ることにより、それぞれのタービン間の温度降下はウォ
ームタービンへの入口温度が常温になるまで増加する。
この時点で熱交換帯１３はもはや必要とされない。温度
混合損失は部分負荷的に発達する。この場合図１の具体
例の場合よりもより簡単なブレイズアルミニウム熱交換
機を用いることができる。このアプローチはまた循環圧
縮機にデザイン吸込み圧より低い状況が所望される場合
に魅力のあるものである。
【００１９】独立型空気液化システムに於ては、空気分
離装置の空気圧縮機及び事前精製機からの乾燥二酸化炭
素のない空気が循環圧縮機１の吸込みへの供給としてラ
イン１２中に供給される。この供給ライン中には、空気
分離装置供給圧力よりも低い吸込み圧で液化装置の操作
を可能にする為に適切な弁が提供される。この特徴は液
化装置の部分負荷効率を増加させる。液化装置により生
産された液体空気は空気分離装置の低カラムまでライン
２５を通って流れる。それが提供する冷却は過冷空気分
離液体の空気分離装置から貯蔵までの配送を可能にす
る。空気分離装置主要熱交換機内の温度分散の適切なバ
ランスをとる為に、空気分離装置主要熱交換機のコール
ドエンドからの低温空気の僅流を液化装置への供給とし
てライン２２を通して供給することが普通評価される。
この配列は、所望される液体製品の総計が空気分離装置
の空気供給の約３０％未満の場合、要求される液体の大
部分が液体酸素である場合、及びアルゴンの最大限の生
産が所望されない場合、に魅力的なものである。
離装置の空気圧縮機及び事前精製機からの乾燥二酸化炭
素のない空気が循環圧縮機１の吸込みへの供給としてラ
イン１２中に供給される。この供給ライン中には、空気
分離装置供給圧力よりも低い吸込み圧で液化装置の操作
を可能にする為に適切な弁が提供される。この特徴は液
化装置の部分負荷効率を増加させる。液化装置により生
産された液体空気は空気分離装置の低カラムまでライン
２５を通って流れる。それが提供する冷却は過冷空気分
離液体の空気分離装置から貯蔵までの配送を可能にす
る。空気分離装置主要熱交換機内の温度分散の適切なバ
ランスをとる為に、空気分離装置主要熱交換機のコール
ドエンドからの低温空気の僅流を液化装置への供給とし
てライン２２を通して供給することが普通評価される。
この配列は、所望される液体製品の総計が空気分離装置
の空気供給の約３０％未満の場合、要求される液体の大
部分が液体酸素である場合、及びアルゴンの最大限の生
産が所望されない場合、に魅力的なものである。
【００２０】更なる具体例に於ては、空気液化装置は空
気分離装置の主要熱交換機と統合される。この配列は空
気分離装置の主要熱交換機及び液化装置を強化するもの
である。空気分離装置の二酸化炭素のない空気供給の全
体の装填は空気分離装置事前精製機１２から循環圧縮機
の吸込みまで加圧され提供される。空気分離装置の低カ
ラムへの空気供給はコールドタービン排気２２の１部及
び液化装置液体空気製品２５の組合せである。この配列
にはコールドタービン排気圧が空気分離装置の低体積圧
力に等しいかそれより大きいということを必要とすると
いう主要な欠点があり、これは液化装置の部分負荷性能
に悪影響を与える。この具体例は独立型空気液化システ
ムに関して上に引用された理由に加えて、液化装置の意
味のあるターンダウン能力が所望されない場合に考慮さ
れるものである。
気分離装置の主要熱交換機と統合される。この配列は空
気分離装置の主要熱交換機及び液化装置を強化するもの
である。空気分離装置の二酸化炭素のない空気供給の全
体の装填は空気分離装置事前精製機１２から循環圧縮機
の吸込みまで加圧され提供される。空気分離装置の低カ
ラムへの空気供給はコールドタービン排気２２の１部及
び液化装置液体空気製品２５の組合せである。この配列
にはコールドタービン排気圧が空気分離装置の低体積圧
力に等しいかそれより大きいということを必要とすると
いう主要な欠点があり、これは液化装置の部分負荷性能
に悪影響を与える。この具体例は独立型空気液化システ
ムに関して上に引用された理由に加えて、液化装置の意
味のあるターンダウン能力が所望されない場合に考慮さ
れるものである。
【００２１】当業者は添付された請求項に説明された本
発明の範囲から逸脱することなく、様々な他の変化及び
修正をここに説明された本発明の細部に為すことができ
ることを理解するであろう。例えばサブクーラー１６を
排除するという概念は熱交換帯１３を排除するという概
念及び液化空気の概念と組合せることが可能である。同
様にサブクーラー１６の使用を空気液化装置の具体例と
合併することができる。更に、液体タービンの使用又は
排除を全てのデザインと合併することができる。
発明の範囲から逸脱することなく、様々な他の変化及び
修正をここに説明された本発明の細部に為すことができ
ることを理解するであろう。例えばサブクーラー１６を
排除するという概念は熱交換帯１３を排除するという概
念及び液化空気の概念と組合せることが可能である。同
様にサブクーラー１６の使用を空気液化装置の具体例と
合併することができる。更に、液体タービンの使用又は
排除を全てのデザインと合併することができる。
【００２２】本発明の特定の用途に使用できる操作条件
を決定する為に図面の具体例の場合が確立されたシミュ
レーションを用いて計算され、その結果は下の表に示さ
れている。この場合には、現在１４００psigがブレイズ
アルミニウム熱交換機に対する最も有益な商業的に適し
た使用圧力であるという理由から１３９０psiaがウォー
ムタービン入口圧として選択された。頭部圧力がこのレ
ベルまで増加されるとエネルギー効率が継続して増加す
ることがプロセス研究により示されている。適した、経
済的な、高使用圧力熱交換機により、このプロセスをよ
り高い圧力レベルに使用することができる。独立型形式
液化装置のウォームタービン入口圧は約８００から約２
５００psiaの範囲に渡り、ウォームタービン、コールド
タービン、及び供給圧縮機間の可能な圧力比は典型的に
それぞれ６〜９、６〜９、及び４〜８の範囲である。
を決定する為に図面の具体例の場合が確立されたシミュ
レーションを用いて計算され、その結果は下の表に示さ
れている。この場合には、現在１４００psigがブレイズ
アルミニウム熱交換機に対する最も有益な商業的に適し
た使用圧力であるという理由から１３９０psiaがウォー
ムタービン入口圧として選択された。頭部圧力がこのレ
ベルまで増加されるとエネルギー効率が継続して増加す
ることがプロセス研究により示されている。適した、経
済的な、高使用圧力熱交換機により、このプロセスをよ
り高い圧力レベルに使用することができる。独立型形式
液化装置のウォームタービン入口圧は約８００から約２
５００psiaの範囲に渡り、ウォームタービン、コールド
タービン、及び供給圧縮機間の可能な圧力比は典型的に
それぞれ６〜９、６〜９、及び４〜８の範囲である。
【００２３】
【表１】
【００２４】本発明の向上された高圧液化プロセスは、
良好な機械設計パラメーターと共に効果的な冷却カーブ
特性が達成できるような非常に特有な方法でタービン−
ブースタ二元圧縮機を利用する。当業者は本発明の実施
に関し固有である様々な新規特性及び利益を理解するで
あろう。例えば、ウォームタービン供給及び液化製品の
１部は直列して稼働されている２つのタービンブースタ
の排気から取られる。加えて、ウォームタービン出口
は、加温の後、４段階循環窒素圧縮機の段階３の吸込み
へ戻るのに理想的な圧力レベルである。更に、ウォーム
タービンの等エントロピー前部(head)は、高ノズルマッ
ハ数がタービンエアロデザインは現代の実践と調和して
いる半径流タービンの設計の困難さを引き起こすレベル
より下である。
良好な機械設計パラメーターと共に効果的な冷却カーブ
特性が達成できるような非常に特有な方法でタービン−
ブースタ二元圧縮機を利用する。当業者は本発明の実施
に関し固有である様々な新規特性及び利益を理解するで
あろう。例えば、ウォームタービン供給及び液化製品の
１部は直列して稼働されている２つのタービンブースタ
の排気から取られる。加えて、ウォームタービン出口
は、加温の後、４段階循環窒素圧縮機の段階３の吸込み
へ戻るのに理想的な圧力レベルである。更に、ウォーム
タービンの等エントロピー前部(head)は、高ノズルマッ
ハ数がタービンエアロデザインは現代の実践と調和して
いる半径流タービンの設計の困難さを引き起こすレベル
より下である。
【００２５】コールドブースタがウォームブースタに先
行するように２つのブースタが流れ図に於て直列に配列
される本発明の配列は、上記ブースタの有益的な稼働に
つながる。しかしながら本発明の実施に於てこのプロセ
スシーケンスを逆にできることは理解されるべきであ
る。コールドタービン供給はブレイズアルミニウム熱交
換機により冷却された窒素循環圧縮機排気流である。コ
ールドタービン入口流はタービンブースタを通過しな
い。
行するように２つのブースタが流れ図に於て直列に配列
される本発明の配列は、上記ブースタの有益的な稼働に
つながる。しかしながら本発明の実施に於てこのプロセ
スシーケンスを逆にできることは理解されるべきであ
る。コールドタービン供給はブレイズアルミニウム熱交
換機により冷却された窒素循環圧縮機排気流である。コ
ールドタービン入口流はタービンブースタを通過しな
い。
【００２６】本発明の実施に於て、加温されたコールド
タービン排気は窒素循環圧縮機のステージ１に供給され
る。そこの圧力は比較的低く、それに逆行する対流熱交
換で冷却された超臨界製品流の低エンタルピーの獲得を
可能にする。この特性によりサブクーラー冷却要求は削
減される。コールドタービン出口の低圧力は、空気分離
ユニットの高圧カラムから液化装置への低温又は加温窒
素蒸気の供給を可能にする。サイクル圧力は、コールド
タービン出口及び循環圧縮機入口圧力を充填蒸留カラム
空気分離ユニットから窒素蒸気を受け入れることを可能
にするレベルにする為に、サイクル効率の損失なしで、
容易に調節することができる。
タービン排気は窒素循環圧縮機のステージ１に供給され
る。そこの圧力は比較的低く、それに逆行する対流熱交
換で冷却された超臨界製品流の低エンタルピーの獲得を
可能にする。この特性によりサブクーラー冷却要求は削
減される。コールドタービン出口の低圧力は、空気分離
ユニットの高圧カラムから液化装置への低温又は加温窒
素蒸気の供給を可能にする。サイクル圧力は、コールド
タービン出口及び循環圧縮機入口圧力を充填蒸留カラム
空気分離ユニットから窒素蒸気を受け入れることを可能
にするレベルにする為に、サイクル効率の損失なしで、
容易に調節することができる。
【００２７】本発明がここに窒素液体製品流の回収に特
に関連して説明されたとはいえ、その具体例を適切な条
件下で空気液化及び酸素、メタン等の軽炭化水素、等他
の液体製品生産の為に実施することは本発明の範囲内で
あることは理解されるべきである。液体タービンは、も
し本発明のプロセス中に用いられるならば、サブクーラ
ーの上流又は下流どちらかに位置することができる。も
し上流に位置するならば、その排気をコールドタービン
出口圧でコールドタービン出口ラインに戻ってくるこの
流れの蒸気部分と共に相分離することが適切であること
がままある。
に関連して説明されたとはいえ、その具体例を適切な条
件下で空気液化及び酸素、メタン等の軽炭化水素、等他
の液体製品生産の為に実施することは本発明の範囲内で
あることは理解されるべきである。液体タービンは、も
し本発明のプロセス中に用いられるならば、サブクーラ
ーの上流又は下流どちらかに位置することができる。も
し上流に位置するならば、その排気をコールドタービン
出口圧でコールドタービン出口ラインに戻ってくるこの
流れの蒸気部分と共に相分離することが適切であること
がままある。
【００２８】本発明の液化は有益的にその全負荷生産能
力から大きく下げることことができる。本方法が比較的
低い窒素循環圧縮吸込み圧を用いるので、それは低頭部
圧力充填蒸留カラム空気分離ユニットからのウォームシ
ェルフガス供給に適している。循環吸込み圧を更に削減
することがプロセス効率を譲歩することなく可能であ
る。液化の為のメークアップガス流を、液化プロセスの
如何なる温度及び圧力で、例えばライン３１ａ又は３３
ａ等のプロセス配列中の適切な位置に取り入れることが
可能である。このように本発明は向上された高圧液化方
法を提供するものである。本発明の具体例に於て得るこ
とが可能なプロセスエネルギーの大きな節約の故に本発
明は現在斯界にあるものに比較して非常に望ましい進歩
を提供する。
力から大きく下げることことができる。本方法が比較的
低い窒素循環圧縮吸込み圧を用いるので、それは低頭部
圧力充填蒸留カラム空気分離ユニットからのウォームシ
ェルフガス供給に適している。循環吸込み圧を更に削減
することがプロセス効率を譲歩することなく可能であ
る。液化の為のメークアップガス流を、液化プロセスの
如何なる温度及び圧力で、例えばライン３１ａ又は３３
ａ等のプロセス配列中の適切な位置に取り入れることが
可能である。このように本発明は向上された高圧液化方
法を提供するものである。本発明の具体例に於て得るこ
とが可能なプロセスエネルギーの大きな節約の故に本発
明は現在斯界にあるものに比較して非常に望ましい進歩
を提供する。
【図１】本発明の窒素液化プロセスの基本的具体例の略
図である。
図である。
１ 循環圧縮機 ２ 循環圧縮機 ３ 半径流コールドターボエキスパンダ ４ コールドタービンブースタ ５ ウォームタービンブースタ ６ ウォーム半径流エキスパンダ ７ アフタークーラー ８ アフタークーラー ９ 供給圧縮機 １０ アフタークーラー １３ 熱交換帯 １４ 熱交換帯 １５ 熱交換帯 １６ 熱交換帯 １７ 液体タービン １８ 遠心圧縮機 ２３ アフタークーラー ２４ アフタークーラー
Claims (20)
- 【請求項１】 （ａ）圧縮窒素ガスを真鍮−アルミニウ
ム多路熱交換機手段に於て冷却しながらコールドターボ
エキスパンダユニットに送り、（ｂ）該コールドターボ
エキスパンダユニットから排気された窒素ガスを、循環
圧縮手段への通路前にそれを常温まで加温する為に該熱
交換機手段を通して循環し、（ｃ）該循環窒素ガスを２
層循環圧縮機で圧縮し、該圧縮窒素ガスからなる上記の
ように圧縮された窒素の１部をコールドターボエキスパ
ンダユニットに送り、（ｄ）上記のように圧縮された窒
素の残りをコールドターボエキスパンダのブースタ圧縮
ユニットに送り、（ｅ）コールドターボエキスパンダの
ブースタ圧縮ユニットからの窒素を、冷却しながらウォ
ームターボエキスパンダのブースタ圧縮ユニットで約８
００から約２５００psiaの高圧まで更に圧縮し、（ｆ）
該窒素流を高圧で２つの流れに分割し、（ｇ）第一高圧
窒素流を該ウォームターボエキスパンダユニットで膨張
させる為にその入口に送り、（ｈ）該ウォームターボエ
キスパンダユニットから排気された窒素を該熱交換機手
段で加温し、（ｉ）上記のように加温された窒素を該コ
ールドターボエキスパンダからの循環窒素と共に圧縮の
為に該熱交換機手段から該２層循環圧縮機の第２層まで
循環し、そして、（ｊ）該第二高圧窒素流を該熱交換機
手段で冷却し、（ｋ）該熱交換機手段からの液体窒素流
を回収ラインで取り出し、そして、（ｌ）製品回収ライ
ンの該液体窒素流の流れを制御し、それでタービンブー
スタ二元圧縮機ユニットを高圧で稼働することのできる
該真鍮−アルミニウム熱交換機と共に使用することが、
所望される液体窒素を所望されるエネルギー効率レベル
で生産することを可能にする、からなる向上された低温
液化方法。 - 【請求項２】 該高圧が約１４００psiaである請求項１
記載の方法。 - 【請求項３】 該冷却第二窒素流を液体タービンユニッ
トで膨張する為にそこへ送ることを含む請求項１記載の
方法。 - 【請求項４】 該冷却第二窒素流を該熱交換機手段のサ
ブクーラー部分へ送ることを含み、該液体窒素流を分割
しプロセスからのその大部分を所望される液体窒素製品
として送り、その小部分を低圧窒素蒸気を形成する為に
該熱交換機手段のサブクーラー部分を通して送り、該窒
素蒸気を該熱交換機の残りの部分で加温し、該窒素蒸気
を供給圧縮機手段に送ることを含む請求項１記載の方
法。 - 【請求項５】 該冷却第二窒素流を、該液体タービンユ
ニットへの通路前に該熱交換機手段のサブクーラー部分
へ送ることを含む請求項３記載の方法。 - 【請求項６】 該液体窒素流を分割しプロセスからのそ
の大部分を所望される液体窒素製品として送り、その小
部分を低圧窒素蒸気を形成する為に該熱交換機手段のサ
ブクーラー部分を通して送り、該窒素蒸気を該熱交換機
の残りの部分で加温し、該窒素蒸気を供給圧縮機に送る
ことを含む請求項５記載の方法。 - 【請求項７】 該圧縮窒素ガスが空気分離装置の事前精
製機部分からの乾燥二酸化炭素のない空気からなる請求
項１記載の方法。 - 【請求項８】 該液体タービンユニットにより圧縮手段
を駆動し該圧縮手段内で循環窒素ガスの１部を圧縮する
ことを含む請求項３記載の方法。 - 【請求項９】 該圧縮手段内で圧縮される循環窒素ガス
の１部が該２層循環圧縮機の第１層に送られた循環窒素
ガスの１部である請求項８記載の方法。 - 【請求項１０】 該２層循環圧縮機内でメークアップ外
部源窒素を圧縮することを含む請求項１記載の方法。 - 【請求項１１】 （ａ）圧縮液化ガスを真鍮−アルミニ
ウム多路熱交換機手段に於て冷却しながらコールドター
ボエキスパンダユニットに送り、（ｂ）該コールドター
ボエキスパンダユニットから排気された液化ガスを、循
環圧縮手段への通路前にそれを常温まで加温する為に該
熱交換機手段を通して循環し、（ｃ）該循環液化ガスを
２層循環圧縮機で圧縮し、該圧縮液化ガスからなる上記
のように圧縮された液化ガスの１部をコールドターボエ
キスパンダユニットに送り、（ｄ）上記のように圧縮さ
れた液化ガスの残りをコールドターボエキスパンダのブ
ースタ圧縮ユニットに送り、（ｅ）コールドターボエキ
スパンダのブースタ圧縮ユニットからの液化ガスを、冷
却しながらウォームターボエキスパンダのブースタ圧縮
ユニットで高圧にまで更に圧縮し、（ｆ）該液化ガス流
を高圧で２つの流れに分割し、（ｇ）第一高圧液化ガス
流を該ウォームターボエキスパンダユニットで膨張させ
る為にその入口に送り、（ｈ）該ウォームターボエキス
パンダユニットから排気された液化ガスを該熱交換機手
段で加温し、（ｉ）上記のように加温された液化ガスを
該コールドターボエキスパンダからの循環液化ガスと共
に圧縮の為に該熱交換機手段から該２層循環圧縮機手段
の第２層まで循環し、そして、（ｊ）該第二高圧液化ガ
ス流を該熱交換機手段で冷却し、（ｋ）該熱交換機手段
からの製品液体流を回収ラインで取り出し、そして、
（ｌ）製品回収ラインの該製品液体流の流れを制御し、
それでタービンブースタ二元圧縮機ユニットを高圧で稼
働することのできる該真鍮−アルミニウム熱交換機と共
に使用することが、所望される製品液体を所望されるエ
ネルギー効率レベルで生産することを可能にする、から
なる向上された気体液化方法。 - 【請求項１２】 該製品液体を液体タービンユニットで
膨張する為にそこへ送ることを含む請求項１１記載の方
法。 - 【請求項１３】 該冷却液化ガスを該熱交換機手段のサ
ブクーラー部分へ送ることを含み、該液化製品流を分割
しプロセスからのその大部分を所望される液化製品とし
て送り、その小部分を低圧液化蒸気を形成する為に該熱
交換機手段のサブクーラー部分を通して送り、該液化蒸
気を該熱交換機の残りの部分で加温し、該液化蒸気を供
給圧縮機手段に送ることを含む請求項１１記載の方法。 - 【請求項１４】 該製品液体を、該液体タービンユニッ
トへの通路前に該熱交換機手段のサブクーラー部分へ送
ることを含む請求項１２記載の方法。 - 【請求項１５】 該液化ガスが空気からなる請求項１１
記載の方法。 - 【請求項１６】 該液化ガスが酸素からなる請求項１１
記載の方法。 - 【請求項１７】 該液化ガスがメタンからなる請求項１
１記載の方法。 - 【請求項１８】 該液体タービンユニットにより該圧縮
手段を駆動し該圧縮手段内で循環液化ガスの１部を圧縮
することを含む請求項１２記載の方法。 - 【請求項１９】 該圧縮手段内で圧縮された循環液化ガ
スの１部が該２層循環圧縮機の第１層に送られる循環液
化ガスの１部である請求項１８記載の方法。 - 【請求項２０】 該２層循環圧縮機内でメークアップ外
部源液化ガスを圧縮することを含む請求項１１記載の方
法。
Applications Claiming Priority (2)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| US894587 | 1992-06-05 | ||
| US07/894,587 US5231835A (en) | 1992-06-05 | 1992-06-05 | Liquefier process |
Publications (1)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH0650657A true JPH0650657A (ja) | 1994-02-25 |
Family
ID=25403279
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP5158195A Withdrawn JPH0650657A (ja) | 1992-06-05 | 1993-06-04 | 向上された液化方法 |
Country Status (8)
| Country | Link |
|---|---|
| US (1) | US5231835A (ja) |
| EP (1) | EP0573074B1 (ja) |
| JP (1) | JPH0650657A (ja) |
| KR (1) | KR0164870B1 (ja) |
| CN (1) | CN1076817C (ja) |
| CA (1) | CA2097751C (ja) |
| DE (1) | DE69313022T2 (ja) |
| ES (1) | ES2105009T3 (ja) |
Cited By (2)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2009052876A (ja) * | 2003-05-22 | 2009-03-12 | Air Products & Chemicals Inc | 凝縮天然ガスからの窒素除去装置 |
| CN113503691A (zh) * | 2021-07-12 | 2021-10-15 | 北京中科富海低温科技有限公司 | 一种两级压缩循环氮气液化装置及其液化方法 |
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