JP2000117001A - 凝縮器による被凝縮流体の冷却方法 - Google Patents

Abstract

(57)【要約】 【課題】 縦型の多管式凝縮器を用いて、非凝縮成分を
含有する被凝縮流体を効率的に冷却する方法を提供す
る。 【解決手段】 非凝縮成分を含有する被凝縮流体を縦型
の多管式凝縮器の上部より下部に向って流通させ、その
際、凝縮器の伝熱管における被凝縮流体の線速を１．０
〜４．０ｍ／ｓｅｃの範囲で運転することを特徴とす
る。

Description

【発明の詳細な説明】

【０００１】

【発明の属する技術分野】本発明は、凝縮器による被凝
縮ガスを含む被凝縮流体の冷却方法に関し、例えば、α
−オレフィンの重合に際して生ずるα−オレフィンと水
素を含む未反応ガスを凝縮器を用いて効率的に冷却する
方法に関する。

【０００２】

【従来の技術】従来、α−オレフィンや塩化ビニル等の
重合性単量体を重合する際に発生する重合熱を除去する
ために、重合性単量体若しくは溶媒蒸気を含む被凝縮流
体を凝縮器で冷却して凝縮液化させ除熱することが行わ
れている。この被凝縮流体の冷却には一般的に多管式の
縦型の還流凝縮器が使用され、該還流凝縮器を通過する
被凝縮流体を冷却媒体で間接的に冷却し、生じた凝縮液
を重合槽内に戻す事により、重合熱の除去が図られてい
る。一般に凝縮器の設計はマス・ヒートバランスと熱交
換器設計方法に準じて行う。例えば既存のエンジニアリ
ングツールでは前者がＡＳＰＥＮ ＰＬＵＳ、ＰｒｏII
等が相当し、後者がＨＴＦＳ、ＨＴＲＩ等に相当する。
なおＡＳＰＥＮ ＰＬＵＳはＡｓｐｅｎ Ｔｅｃｈｎｏ
ｌｏｇｙ，Ｉｎｃ．ＰｒｏIIはＳｉｍｕｌａｔｉｏｎ
Ｓｃｉｅｎｃｅｓ，Ｉｎｃ．のソフトウェアで、共にプ
ラントにおける物理化学現象、例えば物質収支、熱収
支、相平衡等の数式モデルをコンピュータで数値的に解
くための世界的に普及している商用ソフトである。ま
た、ＨＴＦＳ、ＨＴＲＩは、熱交換器設計や既存熱交換
器の性能評価のための商用ソフトである。一方、最近の
市場要求としてポリプロピレンの高流動性が求められて
きており、反応器で低分子量側へシフトする必要性が高
まっている。この為、反応器の運転条件としては、プロ
ピレンの重合反応において、反応系の水素等を高濃度に
して対応する必要性があり、さらに、マグネシウム化合
物担持型の高活性触媒を使用した場合には、より高濃度
の水素濃度に設定することが必要となる。このプロピレ
ン等の被凝縮流体に水素等非凝縮ガスが含まれる系にお
いて、被凝縮成分を効率的に冷却して凝縮液化させるに
際し、被凝縮ガスは複雑な挙動を示し、その冷却効率を
低下させるため、凝縮器冷却システムの運転、及び設計
方法の両面から考慮する必要がある。

【０００３】

【発明が解決しようとする課題】発明者らの知見による
と、既存のエンジニアリングツール（ＨＴＦＳ、ＨＴＲ
Ｉ等）のみを用いた従来の設計方法は解析能力として充
分ではなく満足できるものではなかった。具体的には、
縦型の多管式凝縮器を非凝縮ガスが高濃度に含まれる系
にて、該エンジニアリングツールを用い解析した場合、
シミュレーションで期待される冷却能力が、実際は得ら
れないと言う課題を有していた。即ち、上記の水素等の
非凝縮ガスを含む被凝縮流体を縦型の凝縮器を使用した
場合、各伝熱管を通過するガス流量に偏りが生じ、つい
には下向きの流れが阻害され除熱性能が得られない伝熱
管が発生する。この伝熱管の発生が上述したエンジニア
リングツールによるシミュレーション結果と実際の冷却
能力の差異の要因である。本発明においては、上記の様
な除熱性能が得られない伝熱管の発生を抑制する為の凝
縮器の除熱方法を提供する事を目的とする。

【０００４】

【課題を解決するための手段】本発明者等は上記問題点
に鑑み、縦型の多管式凝縮器を用いて、非凝縮成分を含
有する被凝縮流体の効率的な冷却方法について鋭意検討
した結果、上記凝縮器の伝熱管内における被凝縮流体の
線速を特定の範囲にすること、即ち非凝縮ガスを重合槽
に戻す為のブロアーを選定、若しくは、非凝縮ガスの一
部をブロアーにて該凝縮器にリサイクルする事により、
上記問題点が解決できることを見出し、本発明を完成す
るに至った。

【０００５】本発明の要旨は、実質的に垂直な直管状の
伝熱管からなる伝熱管束が、上下１対の水平隔板の間に
設置されており、被凝縮流体が上記伝熱管内の上部から
下部に向かって流通させられ、一方冷却媒体が上記一対
の水平隔板の間に流され、上記伝熱管の外周面に接触し
つつ流動する構造を有する縦型の多管式の凝縮器を用い
て被凝縮流体を冷却して凝縮液化させる方法において、
被凝縮流体が非凝縮成分を含有し、且つ該伝熱管におけ
る被凝縮流体の線速を１．０〜４．０ｍ／ｓｅｃの範囲
で運転することを特徴とする凝縮器による被凝縮流体の
冷却方法、に存する。

【０００６】

【発明の実施の形態】以下、本発明の凝縮器を用いた被
凝縮流体の冷却方法における冷却システムを、図１に基
づき説明する。図１において、重合槽１に原料のα−オ
レフィン、水素等の分子量調整剤、重合触媒、場合によ
り溶媒として炭化水素が供給され、反応熱により上部か
ら蒸発したα−オレフィン他の該供給物がまず凝縮器２
に導入され、器内で凝縮が容易なガスを液化し、次のド
ラム３で気液分離し、非凝縮ガスはブロアー４で昇圧し
重合槽１、若しくは凝縮器２に戻し、他方、凝縮液も自
圧もしくはポンプで昇圧し重合槽１に戻す除熱システム
が使用される。システムの構成としては、凝縮させて除
熱するという目的が達成されるものであれば特に制限は
ない。ここで凝縮器とは前記縦型の多管式の凝縮器の様
な一般的な多管式の熱交換器が使用に供される。凝縮液
は、基本的には重合槽に戻されるが、その他の目的、例
えば洗浄用ブラッシング等に用いても構わない。非凝縮
ガスはブロアーにより昇圧され、基本的には重合槽に戻
されるが、重合槽の水素等の非凝縮ガスの濃度によって
は一部を凝縮器へリサイクルする。

【０００７】本発明においては、凝縮器の伝熱管内を流
通させる被凝縮流体の線速を、１．０〜４．０ｍ／ｓｅ
ｃの範囲、好ましくは１．３〜４．０ｍ／ｓｅｃの範囲
で運転することを特徴とするものである。被凝縮流体の
線速が１．０ｍ／ｓｅｃ未満で流通した場合には、伝熱
管内平均ガス線速が極めて低くなる結果、各伝熱管を通
過するガス流量に偏りが生じる。より低流速の伝熱管に
おいては凝縮がより進行し、結果として、例えば水素等
非凝縮ガスが高濃度化し、ついにはその伝熱管内の平均
ガス密度ρｇ２が凝縮器入出の平均ガス密度ρｇ１より
低くなり、下向きの流れが阻害され除熱性能が得られな
い伝熱管が発生する。図２に模式図を示す。即ち、伝熱
管内の線速が低い場合は、正常に流通する伝熱管本数
は、伝熱管長をＨとすると、下式に示す様にその管内で
の動圧力損失ΔＰｓが２者（正常な流通のある伝熱管と
下向きの流れの阻害された伝熱管）のガスヘッド差と等
しくなる様に定まっていると推定される。

【０００８】即ち、図２中、流れの阻害された伝熱管
（右側）においては、内部ガスが胴側の冷却水温まで温
度が低下する為、プロピレン凝縮がより進行し相対的に
水素比率が大きくなり、密度に関してはρｇ１＞ρｇ２
の関係がある。両者（左右）の圧力バランスを考えた場
合、伝熱管入圧をＰin、出圧をＰoutとすると、 １）正常伝熱管（左側）については、まず伝熱管の内部
ガスが出口側に圧力を加える（ρｇ１×Ｈ）。また、ガ
スの流通により圧力損失が発生（−ΔＰｓ）。即ち、Ｐ
out ＝Ｐin＋ρｇ１×Ｈ−ΔＰｓという関係が成り立
つ。２）流れの阻害された伝熱管についても、同様に内
部ガスが出口側に圧力を加える（ρｇ２×Ｈ）。ガスの
流通がない為、圧力損失は生じない。即ち、Ｐout ＝Ｐ
in＋ρｇ２×Ｈという関係が成り立つ。従って、１），
２）の連立方程式を解く事により、ΔＰｓ＝（ρｇ１−
ρｇ２）×Ｈ という関係式を得る事ができる。管内の
圧力損失は、Ｆａｎｎｉｎｇの式として化学工学的に広
く知られているように線速↑にて圧力損失↑する。ま
た、凝縮器に流入するガス量を一定と仮定すれば、流通
している伝熱管本数により個々の線速及び圧力損失が定
まる。

【０００９】即ち、伝熱管本数↓ → 線速↑ → 圧
力損失ΔＰｓ↑ となり、ΔＰｓ＝（ρｇ１−ρｇ２）
×Ｈが成り立つような正常に流通する伝熱本数が定ま
る。従って、全ての伝熱管を有効に使用する為には、 ΔＰｓ≧（ρｇ１−ρｇ２）×Ｈ を満たす伝熱管内での流通線速にて運転する必要があ
る。

【００１０】更に、伝熱管内線速を４．０ｍ／ｓｅｃを
越えるように調整した場合には、この高流速に起因する
伝熱管内での圧力損失が増加し、気液分離ドラムの圧力
が低下し、凝縮液を自圧にて重合槽に戻す事が困難にな
り、ポンプで昇圧し重合槽に戻す設備を追加するか、若
しくは凝縮器及び気液分離ドラムを重合槽に対し更に高
い位置へ設置するプロット上の制限等が生ずる。

【００１１】一方、該重合設備を用い、水素等非凝縮ガ
ス濃度が低い設定にて運転する場合を考慮すると、例え
ば重合槽ジャケットにおける冷却媒体と凝縮器の冷却媒
体が共通な場合は、高水素濃度設定と等しい生産能力を
得る為には、一般的により高い冷却媒体温度でヒートバ
ランスが得られる。従って、重合槽ジャケット等での除
熱負荷が減少し、相対的に凝縮器における除熱負荷が増
し、重合槽気相部における蒸発線速増加の要因となり、
重合液中に小粒径物が存在する場合は、エントレ、更に
凝縮器の汚れ速度を増加させる懸念がある。そこで、低
水素濃度にて該重合系を運転する場合は、凝縮器出口で
の非凝縮ガスの一部を凝縮器にリサイクルする事によ
り、重合槽での蒸発線速増加を抑制しつつ、上で述べた
伝熱管内線速を満足させる事が可能となる。

【００１２】

【実施例】以下、実施例に沿って本発明を具体的に説明
する。 実施例１ 図３に示すパイロット設備を用いて実験した。図３にお
いて８は蒸発器で、ここで所定温度において蒸発したプ
ロピレンガスは、混合ドラム７へフィードされる。ここ
で水素を含む循環ガス系と混合されて凝縮器２へフィー
ドされる。更に気液分離ドラム３で分離された非凝縮ガ
スはブロアー４で混合ドラム７へ循環フィードされる。
凝縮プロピレンは蒸発器８へフィードされる。凝縮器２
の仕様としては、シェル内径；４５０ｍｍ、伝熱管長；
５ｍ及び３ｍのもの、伝熱管本数；２４０本、１２０本
及び８０本の三種、チューブ外径；１９ｍｍ。実験した
運転条件としては、混合ドラム温度；６５、７０℃、混
合ドラム圧力；２７．５〜３４．０ｋｇ／ｃｍ² Ｇ、混
合ドラム気相部水素濃度；２、３、５、６、１２及び１
４ｍｏｌ％それぞれの濃度でテスト、凝縮器伝熱管入口
ガス線速；０．２〜２ｍ／ｓｅｃ、凝縮器除熱負荷；２
０〜２８０Ｍｃａｌ／Ｈである。また、解析の為に図３
に示す様に各所に温度計、圧力計、差圧計、プロセスガ
スクロ計を設置した。

【００１３】図４に本実験から得られた凝縮器総括伝熱
係数とＨＴＦＳが機器仕様から計算する総括伝熱係数を
比較した結果を示す。図４においては、実際の伝面が全
て熱交換に寄与するという前提に基いて総括伝熱係数を
算出したものである。実験からは、伝熱管入口での流通
線速の上昇に伴い総括伝熱係数が上昇するという合理的
な相関が得られたが、ＨＴＦＳが算出する該相関と比較
して遙かに小さい能力評価結果となった。また、線速が
１．０ｍ／ｓｅｃ以上の範囲では、両者の差異は縮小し
た。両者の差異は汚れ係数で０．０００５〜０．００１
５ｋｃａｌ／ｍ² ｈ℃に相当し、絶対値にもバラツキに
関しても設備状況から説明のできない値であった。

【００１４】実験結果の中から伝熱管長３ｍ、本数８０
本の凝縮器を用いた場合を例に一条件について上記に示
した「下向きの流れの阻害された伝熱管」の本数を推算
した結果を以下に示す。即ち、実験結果から正常な伝熱
管内の平均ガス密度ρｇ１は、凝縮器入口ガス組成、及
び入出口での温度指示から、６５．３ｋｇ／ｍ³ と計算
され、一方、流れの阻害された伝熱管内の平均ガス密度
ρｇ１は、該ガスが冷却水温度まで冷却、凝縮されてい
ると仮定して、４９．４ｋｇ／ｍ³ と計算される。両ガ
スが伝熱管下部に与えるヘッド差は、 （６５．３−４９．４）×３＝４８ｋｇ／ｍ² と算出される。従って、正常な流通にある伝熱管での動
圧力損失が、４８ｋｇ／ｍ² になるように除熱に寄与し
ている伝熱管が定まり、全８０本中５４本という計算結
果となった。

【００１５】即ち、式 ΔＰｓ＝（ρｇ１−ρｇ２）×Ｈ の右辺は上記したように４８ｋｇ／ｍ² である。一方、
左辺の圧力損失は、Ｆａｎｎｉｎｇ式により計算でき
る。 ΔＰｓ＝（４ｆ）（Ｌ／Ｄ）（ｕ² ／２ｇｃ）ρ ｆ；Ｆａｎｎｉｎｇの流体摩擦係数 Ｌ；その間の距離 Ｄ；管の内径 ｇｃ；重力換算係数 ｕ；断面平均速度 ρ；流体密度

【００１６】このように、Ｆａｎｎｉｎｇ式により圧力
損失は算出できるが、実際の伝熱管内部は流体が下方に
進むに従って、温度変化に伴い、プロピレンの凝縮が進
み、流体の線速、ガス密度等が高さ位置により異なる
為、手計算はかなり煩雑となる。従って、今回はＨＴＦ
Ｓにより圧力損失を計算した。該ソフトウェアは凝縮器
内部を高さ方向に分割し（分割数等詳細の計算方法は不
明）、各々の部分での圧力損失を計算し、トータルの圧
力損失を容易に算出する事ができる。

【００１７】ここでは、伝熱管本数を８０（全数）〜４
０本に振り圧力損失をＨＴＦＳにて算出した。結果は以
下の通り。 ────────────── 本 数 圧力損失 （本） (kg/m²) ────────────── ８０ ２４ ７０ ３０ ６０ ４０ ５０ ５３ ４０ ７７ ──────────────

【００１８】従って、右辺と等しい圧力損失（４８ｋｇ
／ｍ² ）は５４本となる。一方、動圧力損失を実測する
と５１ｋｇ／ｍ² であり、両者はかなり良く一致した。
また、全伝熱管に均等にガスが流通していると仮定した
場合の動圧力損失は２３ｋｇ／ｍ² と計算され、実測値
とは掛け離れた値となる。以上より本発明が有効なこと
が理解される。

【００１９】同様の方法により各実験条件の有効な伝熱
管本数を算出し、その伝熱面積から総括伝熱係数を算出
し、それとＨＴＦＳが算出するそれとの比較結果を図５
に示す。妥当な汚れ係数値０．０００２ｋｃａｌ／ｍ²
ｈ℃付近で、両者はデータの振れはあるもののかなり良
く一致を示した。この結果は非凝縮ガスを含む系におい
ては、伝熱管の線速が低い場合には流れの阻害される伝
熱管が発生していることを示している。

【００２０】換言すれば、ＨＴＦＳ等の機器設計ツール
と、伝熱管内の線速が低い場合は、正常に流通する伝熱
管本数はその管内での動圧力損失ΔＰｓが、正常な流通
のある伝熱管と下向きの流れの阻害された伝熱管のガス
ヘッド差と等しくなるように定まっているという推論を
組み合わせることにより、より正確な凝縮器の設計が可
能となることを示すものである。

【００２１】

【発明の効果】本発明の方法によれば、従来の機器設計
ツールだけでは成し得なかった、非凝縮ガスが含まれた
系での凝縮器における適切な伝熱管内線速の算出、適切
な循環ガスブロアーの選定、及び凝縮器の設計が可能と
なる。この結果、本発明は、良好な流動性を有するα−
オレフィンを主成分とするα−オレフィンの重合体の低
コストでの製造を可能とするものであり、その工業的価
値は大きいものがある。且つ、この方法は一般的な非凝
縮ガスを含む、冷却系システムにも適用でき、より正確
な機器設計及び解析に役立つものと考えられる。

【図面の簡単な説明】

【図１】本発明を適用するα−オレフィンの重合装置の
１例を示す説明図である。

【図２】凝縮器内の模式図を示す。

【図３】本発明を実験する為に用いたパイロット設備を
示す図である。

【図４】本発明の実験結果とＨＴＦＳ計算結果による総
括伝熱係数比較結果を示すグラフである。

【図５】図４の比較結果を本発明に基づき、換算した結
果を示すグラフである。

【符号の説明】

１ 重合槽 ２ 凝縮器 ３ 気液分離ドラム ４ ブロアー ５ 原料 ６ α−オレフィン重合体他 ７ プロピレン−水素混合ドラム ８ 蒸発器 ９ ポンプ １０ 温度計 １１ 圧力計 １２ 差圧計 １３ プロセスガスクロ計

───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (72)発明者 小原 聡 岡山県倉敷市潮通３丁目10番地 三菱化学 株式会社水島事業所内 (72)発明者 渡邊 文尚 三重県四日市市東邦町１番地 三菱化学株 式会社四日市事業所内 (72)発明者 山本 禎宏 岡山県倉敷市潮通３丁目10番地 三菱化学 株式会社水島事業所内 Ｆターム(参考） 4D076 AA13 AA15 AA22 BC02 BC25 BC27 CD32 EA09Y EA12X EA13X EA14X EA14Y EA16Y EA16Z EA20X EA36 FA02 FA13 FA33 FA37

Claims (4)

【特許請求の範囲】
1. 【請求項１】 実質的に垂直な直管状の伝熱管からなる
   伝熱管束が、上下１対の水平隔板の間に設置されてお
   り、被凝縮流体が上記伝熱管内の上部から下部に向かっ
   て流通させられ、一方冷却媒体が上記一対の水平隔板の
   間に流され、上記伝熱管の外周面に接触しつつ流動する
   構造を有する縦型の多管式の凝縮器を用いて被凝縮流体
   を冷却して凝縮液化させる方法において、被凝縮流体が
   非凝縮成分を含有し、且つ該伝熱管における被凝縮流体
   の線速を１．０〜４．０ｍ／ｓｅｃの範囲で運転するこ
   とを特徴とする凝縮器による被凝縮流体の冷却方法。
2. 【請求項２】 被凝縮流体がα−オレフィンの重合で生
   じたα−オレフィンと水素を含有する未凝縮ガスである
   請求項１に記載の被凝縮流体の冷却方法。
3. 【請求項３】 被凝縮流体がα−オレフィンの重合反応
   で生じたα−オレフィンと水素を含有する未凝縮ガスで
   あり、これを凝縮器で凝縮液化させ、非凝縮ガスを昇圧
   して重合反応器へ循環する請求項１に記載の被凝縮流体
   の冷却方法。
4. 【請求項４】 被凝縮流体がα−オレフィンの重合反応
   で生じたα−オレフィンと水素を含有する未凝縮ガスで
   あり、これを凝縮器で凝縮液化させ、非凝縮ガスを昇圧
   後その一部を凝縮器に循環し、残部を重合反応器へ循環
   する請求項１に記載の被凝縮流体の冷却方法。