DE3206821A1

DE3206821A1 - Verfahren zur abtrennung von leichtem zusatzgas bei trennduesenkaskaden

Info

Publication number: DE3206821A1
Application number: DE19823206821
Authority: DE
Inventors: Erwin Prof. Dr. 7500 Karlsruhe Becker; Peter Dr. 7514 Eggenstein-Leopoldshafen Bley; Wolfgang Dr. Ehrfeld; Wolfgang Dr. 7500 Karlsruhe Fritz; Harald Dipl.-Ing. Dr. 4354 Datteln Steinhaus
Original assignee: Kernforschungszentrum Karlsruhe GmbH
Current assignee: Forschungszentrum Karlsruhe GmbH
Priority date: 1982-02-26
Filing date: 1982-02-26
Publication date: 1983-09-15
Also published as: US4551157A; AU553496B2; DE3206821C2; CA1199879A; BR8300937A; JPS6260934B2; AU1189283A; MX162477A; JPS58186422A; EP0089479A1

Description

KernforschungsZentrum Karlsruhe GmbH

ANR: 1 002 597

Karlsruhe, den 25.2.1982 PLA 8215 Ca/he

Verfahren zur Abtrennung von leichtem Zusatzgas bei Trenndüsenkaskaden

Beschreibung;

Die Erfindung betrifft ein Verfahren zur Abtrennung von leichtem Zusatzgas am Ende und/oder an den Abstufungsstellen einer Trenndüsenkaskade entsprechend dem Oberbegriff von Anspruch 1.

Beim Trenndüsenverfahren zur Trennung gas- oder dampfförmiger Gemische, insbesondere Isotopengemische, wird zur Verbesserung der Wirtschaftlichkeit ein leichtes Zusatzcras im molaren Überschuß verwendet. Das Trenndüsenverfahren hat in dieser Ausführungsform besondere Bedeutung bei der Anreicherung des leichten Uranisotops U für Kernreaktoren erlangt. Das zu trennende Ge-

2.35 nisch besteht dabei aus den isotopen Molekeln " UF-

238
und ^ÜF6' während als leichtes Zusatzgas gewöhnlich Wasserstoff oder Helium verwendet wird. Zur Vereinfachung der Darstellung wird das Verfahren der Erfindung im folgenden an diesem Beispiel erläutert, wobei als leichtes Zusatzgas Wasserstoff (H₂) angenommen wird. Es läßt sich jedoch auch bei anderen zu trennenden Stoffgemischen und anderen leichten Zusatzgasen mit technischem und wirtschaftlichem Erfolg anwenden.

Zur Erzielung der für Leichtwasser-Kernkraftwerke er-

235
forderlichen U-Konzentration von etwa 3,2 % müssen mehrere hundert aus Trenndüsen und Kompressoren bestehende Trenndüsen stufen in einer sogenannten Isotopentrennkaskade hintereinandergeschaltet werden. Bei der für die Isotopentrennuna optimalen Kaskadenschaltung wird

die unerwünschte Entmischung von UF- und K~ länas der Isotopentrennkaskade beim Vereinigen der verschiedenen Teilströme automatisch rückgängig gemacht. Am Kopf und an den Abstufungsstellen der Isotopentrennkaskade fällt jedoch ein Überschußstrom an Wasserstoff an, der dort in einer sogenannten UFg-Abscheidungsanlage abgetrennt und der Isotopentrennkaskade an passenden Stellen wieder zugeführt werden muß. Da sich die Mischungsverhältnisse der Uranisotope an den Abtrennungs- und Zuführungsstellen stark unterscheiden, darf der rezyklierte Wasserstoff praktisch kein UF, enthalten. Ein Restgehalt von einigen ppm UF, kann bei einer technischen Anlage bereits einen Produktionsverlust von angereichertem Uran in der Größenordnung von einigen Prozent ausmachen.

Nachdem sich die Trennung von UF, und H₂ durch eine aus 8-10 Trenndüsenstufen bestehenden Gastrennkaskade als zu aufwendig erwiesen hatte (KfK-Bericht 1437, Kernforschungszentrum Karlsruhe, Juli 1971), wurde für die Abtrennung des Wasserstoffs eine Kombination aus nur einer Trenndüsenstufe zur Vorabscheidung ("Vorabscheidungstrennstufe ") und einem System von umschaltbaren Tieftemperatur-Gegenstromabscheidern ("Tieftemperaturabscheider") vorgesehen. Eine Verstopfung der Tieftemperaturabscheider durch ausgefrorenes festes UFg soll dabei durch eine rechnergesteuerte Zuführung des Kältemittels verhindert werden (DP 26 54 249.2). In einer neueren Veröffentlichung wird für diesen Zweck eine automatische Steueriing der Kältemittelzufuhr durch

den Druckabfall am Tieftemperaturabscheider vorqesehen (KfK-Bericht 3196, KernforschungsZentrum Karlsruhe, Juli 1981).

Die Vorabscheidungstrennstufe gibt bei der bisherigen Lösung etwa 70 % des in dem H₂-Wberschußstrom enthaltenen UF,-Stromes kontinuierlich an den Koof bzw. die Abstufungsstelle der Isotopentrennkaskade zurück. Die restlichen 30 % werden in den Tieftemperaturabscheidern ausgefroren und fallen in den Aufheizungsphasen diskontinuierlich an. Das aus den Tieftemperaturabscheidern stammende UFg muß daher in einem UFg-Puffer zwischengespeichert und geregelt in die Isotopentrennkaskade zurückgespeist werden. Dem Puffer am Kaskadenkopf wird aleichzeitig der "Produktstrom" entnommen, der im Sollzustand genau der Differenz zwischen Puffereinstrom und Pufferausstrom entspricht. Diese Pufferströme sind bei der bisherigen Lösung um den Faktor 50 - 100 größer als der Produktstrom. Daher führen relativ kleine Schwankungen dieser Pufferströme -sofern sie nicht korreliert sind- zu relativ großen Änderungen der Differenz zwischen Puffereinstrom und Pufferausstrom. Diese Differenz stellt den der Kaskade am Kaskadenkopf effektiv entnommenen Strom dar. Aufgrund des hohen Verhältnisses der Pufferströne zum Produktstrora führen somit selbst kleine Schwankungen dieser Pufferströme (z.B. 1 %), wie sie in der Praxis kaum vermieden werden können, zu relativ großen Schwankungen des Verhältnisses zwischen dem der Kaskade effektiv entnommenen Strom und dem Produktstrom (z.B. 50 100 %). Solche Schwankunaen können erfahrungsgemäß wegen der

damit verbundenen Isotopenvermischungen zu erheblichen Verlusten in der mittleren Produktionsleistung der Anlage führen. Es ergab sich daher die Aufgabe , das Verhältnis von Puffereinstrom zu Produktstrom mit vertretbarem Aufwand deutlich herabzusetzen bzw. den Puffer gegebenenfalls mit vertretbarem Aufwand ganz zu vermeiden.

Die Aufgabe wird erfindunasgemäß mittels des kennzeichnenden Merkmals des Anspruches 1 gelöst.

Die weiteren Ansprüche geben vorteilhafte Weiterbildungen und Ausführungsbeispiele der Erfindung wieder.

Sowohl für die Vorabscheidungstrennstufe als auch für die Gastrennkaskade wurden bisher ausschließlich sogenannte Einzelumlenk-Trenndüsen vorgesehen, wie sie z.B. in DE-PS 11 98 328 beschrieben sind. Dagegen wurden sogenannte Doppelunlenk-Trenndüsen, deren Funktion aus DE-PS 22 43 730 hervorgeht, für diesen Zweck bisher nicht in Erwägung gezogen.

Bei der Trennung der Uranisotope, für die die Doppelumlenk-Trenndüsen konzipiert wurden, sind durch den tibergang von Einzel- zu Doppelumlenk-.Trenndüsen Einsparungen beim spezifischen Energieverbrauch und bei den Komponentenkosten in der Größenordnung von 10 - 20 % zu erwarten (vgl. Z. Naturforschg., 32a, 401 - 410 (1977)). Diesen Vorteilen stehen aber bei Doppel-

umlenk-Trenndüsen deutlich höhere Trennelementkosten gegenüber, was dazu geführt hat, daß Doppelumlenk-Trenndüsen bisher noch keine technische Anwendung gefunden haben. Bei den bekanntgewordenen Plänen für zukünftige Trenndüsenanlagen werden Doppelumlenk-Trenndüseji zwar für die eigentliche Isotopentrennkaskade ernsthaft in Erwägung gezogen. Es sind aber auch in diesem Zusammenhang keine Vorschläge für den Einsatz von Dopnelumlenk-Trenndüsen bei der Abtrennung des leichten Zusatzgases am Kopf und/oder den Abstufungsstellen der Isotopentrennkaskade bekannt geworden.

Die Erfindung beruht auf der überraschenden Erkennnis, daß Doppelumlenk-Trenndüsen im Vergleich zu Einzelumlenk-Trenndüsen bei der Trennung von UF-- und H-wesentlich größere Vorteile bieten als bei der Trennuna der Uranisotope, für die die Doppelumlenk-Trenndüsen konzipiert wurden.

Durch den erfindungsgemäßen Einsatz einer Doppelumlenk-Trenndüsenstufe als Vorabscheidungstrennstufe in Kombination mit einem Tieftemperaturabscheider läßt sich das Verhältnis von Puffereinstrom zu Produktstrom gegenüber der bisherigen Lösung mit nur geringem Mehraufwand um rund eine Größenordnung herabsetzen. Das Regelproblem bei der Rückspeisung des UF,- aus dem Puffer und die damit verbundene Gefahr von Produktionsverlusten werden dadurch entsprechend vermindert.

Durch den erfindunasgemäßen Einsatz mehrerer hintereinandergeschalteter Doppelumlenk-Trenndüsenstufen in Form einer Gastrennkaskade wird der UF_g-Puffer ganz vermieden, was regelungstechnisch die beste Lösung ist. Bei Trenndüsenanlagen, die mit besonders kleinen charakteristischen Abmessungen der Trenndüsen und entsprechend hohem Gasdruck arbeiten (vgl. z.B. DE-PS 29 22 642) können durch erfindungsgemäße Verwendung einer aus Doppelumlenk-Trenndüsenstufen bestehenden Gastrennkaskade darüberhinaus die Investierunas- und Betriebskosten der UF^-Abscheidungsanlaae

im Vergleich zur bisherigen Lösung abgesenkt werden.

Bei der Abtrennung von leichtem Zusatzgas wird in den dazu verwendeten Trenndüsenstufen auch eine Verschiebung der Isotopenhäufigkeiten erzielt, während in den Tieftemperaturabscheidern ein solcher Effekt nicht auftritt. Da bei dem erfindungsgemäßen Einsatz von Doppelumlenk-Trenndüsenstufen die Abtrennung des leileichten Zusatzgases in wesentlich verstärktem Maße oder gänzlich von den Trenndüsenstufen übernommen wird, liefert eine nach dem Verfahren der Erfindung arbeitende UF_fi-Abscheidungsanlage eine wesentlich größere Isotopenhäufigkeitsverschiebung als die bisherige Anordnung. Der Effekt läßt sich durch die in den Kennzeichen der Ansprüche 4 bzw. 4 und 5 beschriebenen Maßnahmen zur Einsparung einer nicht unerheblichen Zahl von Trenndüsenstufer der Isotopentrennkaskade ausnutzen.

Die Erfindung wird im folgenden anhand der Fiquren bis 7, sowie zweier Ausführungsbeispiele näher erläutert.

Das Schema einer mit 2 Stufengrößen aufgebauten, d.h. mit einer Abstufungsstelle arbeitenden Trenndüsenkaskade ist in Fig. 1 dargestellt. Die beiden Stufengrößen werden im folgenden mit "klein" bzw. "groß" bezeichnet. Es bedeutet 11 eine aus zahlreichen kleinen in Serie geschalteten Trenndüsenstufen bestehende sogenannte kleine Isotopentrennkaskade.12 ist eine UFg-Abscheidungsanlage, die über 13 das am Kopf von 11 anfallende H^/uFg-Genisch erhält'. 12 gibt über 14 ein stark an UF, angereichertes Gemisch an den Kopf von 11 und über 15 praktisch reinen H₂ an den Fuß der sogenannten großen Isotopentrennkaskade II¹ zurück. 12' ist eine zweite UF_g-Abscheidunqsanlaere, die über 13' das am Konf von 11', d.h, an der Abstufungsstelle anfallende,von 11 nicht übernommene .-Gemisch erhält. 12' qibt über 14' ein stark

₂.

an UFg angereichertes Gemisch an den Kopf von II¹ und über 15 * praktisch reinen H₂ an den Fuß von 11' zurück. 16 ist der Produktstrom, 17 der Abfallstrom und 18 der Ausgangsmaterialstrom.

Das Schema einer mit Vorabscheidungstrennstufe und umschaltbaren Tieftemperaturabscheidern arbeitenden UF_fi-Abscheidungsanlage geht aus Fig. 2 hervor:

- 10 -

η η

►* ··· mm

-Ή

Der entsprechend Fig. 1 von der Isotopentrennkaskade 11 bzw. II¹ kommende H₂/UFg-Gemischstrom 13 bzw. 13' wird von der Vorabscheidunqstrennstufe 21 in einen an UF₆ angereicherten Strom 23 und einen an UF _g verarmten Strom 24 zerlegt. Der Tieftemperaturabscheider 22 teilt den Strom 24 in praktisch reines ur_ß 25 und praktisch reinen Wasserstoff 15 auf. Der UF ,.-Strom 25 wird nach

einer Zwischenspeicherung in dem UFg-Puffer 26, nach Abzug des Produktstromes 16, über das Regelventil 27 mit dem Strom 23 vereinigt. Der so gebildete stark UF ,--haltige Strom 14 wird, wie in Fig. 1 gezeigt, als Strom 14 an den Kopf der kleinen 11 bzw. als 14' an den Kopf der großen Isotopentrennkaskade 11' zurückgeführt. Der reine H^-Strom wird als Strom 15 bzw. 15', wie in Fig. 1 gezeigt, am Fuß der Isotopentrennkaskade 11' eingespeist. Der Produktstrom 16 wird dem UFgPuffer 26 entnommen.

Die Prinzipien der nach der bisherigen Methode mit Einzelumlenk-Trenndüsen bzv/. erfindungsgemäß mit Doppelumlenk-Trenndüsen arbeitenden Vorabscheidungstrennstufen 21 (Fig. 2) sind in den Figuren 3 und 4 gegenübergestellt:

Die von der Isotopentrennkaskade kommenden H₉/UFg-Gemischströme 13 werden durch Verdichter 31 bzv/. 41 verdichtet und den Trenndüsen zugeführt. Die leichten Fraktionen 32 bzw. 42 der Trenndüsen werden in beiden Fällen aus den Stufen herausgeleitet und als Strom 24 dem Tieftemperaturabscheider 22 (Fig. 2) zugeführt. Während die schwere Fraktion 33 der Einzelumlenk-Trenndüse die Stufe als an UF- angereicherter Strom 23 verläßt, wird die schwere Fraktion 43 der ersten Düse der Doppelumlenk-Trenndüse .einer erneuten Trennung unterworfen, wo-

- 11 -

durch eine mittlere Fraktion 44 und eine besonders schwere Fraktion 45 entstehen. 45 verläßt die Stufe als an UF„ besonders stark angereicherter Strom 23, während 44 innerhalb der Stufe auf die Ansaugseite des Verdichters 41 zurückgeführt wird. Die speziellen Arbeitsbedingungen der Doppelumlenk-Trenndüsenstufe werden durch

Molstrom 44 Zirkulationsverhältnis Z =

Molstrom 13

beschrieben. Es kann u.a. durch die Position des Abschälers 46 eingestellt werden.

Mit den UF,-Molenbrüchen N und N_ des in die Stufe

6 O L·

eintretenden Gasstromes 13 bzw. die Stufe verlassenden Gasstromes 24 wird der

N_Q(1 - N_L)

Gasanreicherungsfaktor α = r^—pj——rr—r

L ο

definiert. Daneben ist noch das

-7 x. j TT tv .ex. · η H„Strom in 24 Zusatzgas- oder H₃-AUftexlungs- _ _2

verhältnis θ_ζ i^Strom in 13

von Bedeutung.

- 12 -

Das Prinzip einer erfindungsgemäß ausschließlich aus Doppelumlenk-Trenndüsenstufen bestehenden UFg-Abscheidungsanlaqe ("Gastrennkaskade") geht aus Fig. 5 hervor. Darin bedeuten 51, 52 und 53 Doppelumlenk-Trenndüsenstufen. Der in Fig. 4 mit 24 bezeichneten leichten Fraktion der Doppelumlenk-Vorabscheidungstrenndüsenstufe entsprechen in Fig. 5 die leichten Fraktionen 54, 55 und 15 der drei in Serie geschalteten Doppelumlenk-Trenndüsenstufen der Gastrennkaskade. Der in Fig. 4 mit 45 bezeichneten schweren Fraktion entsprechen in Fig. 5 die schweren Fraktionen 56, 57 und 58. Der in Fig. 4 mit 41 bezeichnete Kompressor und die mit 44 bezeichnete mittlere Fraktion sind in den in Fig. 5 dargestellten Doppelumlenk-Trenndüsenstufen ohne Bezeichnung als solche zu erkennen.

Bei Verwendung der Gastrennkaskade als UFg-AbscheidungS' anlage 12 am Kopf der Kaskade 11 (Fiq. 1) wird der Produktstrom 16 zweckmäßig, wie in Fig. 5 zeigt, der schweren Fraktion 57 der der Einaangstrenndüsenstufe 51 nachgeschalteten Trenndüsenstufe 52 der Gastrennkaskade entnommen. Auf diese Weise wird die von der Trenndüsenstufe 51 neben der Gastrennung bewirkte Anreicherung des U ausgenutzt, ohne daß dem Produktstrom ein untragbar hoher Strom an H₂ beigemischt wäre. Wenn die Gastrennkaskade aus mehr Stufen als in Fig. 5 besteht, kann es zweckmäßig sein, den Produktstrom der schweren Fraktion einer der Eingangstrenndüsenstufe nachgeschalteten, weiter entfernt liegenden Trenndüsenstufe der Gastrennkaskade zu entnehmen.

- 13 -

•-•••"•32 0

Bei Verwendung der Gastrennkaskade als UFg-Abscheidungsanlage 12' (Fig. 1) am Kopf der Kaskade 11* ist zwar eine Produktentnahme im allgemeinen nicht vorgesehen. Die von der Trenndüsenstufe 51 (Fig. 5) bewirkte Anreiche-235

rung des U kann jedoch auch in diesem Fall ausgenutzt werden, indem der in Fig. 5 mit 16 bezeichnete UFg-haltige Teilstrom 16· (Fig. 1) in den produktseitigen Kaskadenabschnitt 11 an derjenigen Stelle

235 eingespeist wird, an der die U-Gehalte des UF _g im Teilstrom und im Kaskadenabschnitt nach der Zusamnenführung weitgehend übereinstimmen.

Wenn die UF^-Abscheidungsanlage 12' (Fig. 1) am Kopf der Kaskade 11' entsprechend Fig. 2 aus einer Kombination von Vorabscheidungstrennstufe 21 und Tieftemperaturabscheider 22 besteht, läßt sich die von der Vorab-

235

scheidungstrennstufe bewirkte Anreicherung des U

in analoger Weise wie bei der Gastrennkaskade ausnutzen. Beispiel J_

Bei einer im Bau befindlichen technischen Trenndüsenanlage besteht die UFg-Abscheidungsanlage 12 entsprechend Fig. 2 aus einer Vorabscheidungstrennstufe und einem Tieftemperaturabscheider 22. Die Vorabscheidungstrennstufe ist eine Einzelumlenk-Trenndüsenstufe entsprechend Fig. 3. Bei einer für die Zukunft vorgesehenen Verdoppelung der Produktionsleistung der Trenndüsenanlage durch Druckerhöhung soll der UFg-Einstrom in die vorhandenen Tieftemperaturabscheider nicht nur nicht erhöht, sondern nach Möglichkeit abgesenkt werden, um das mit der Rückspeisung des UF _g aus dem Puffer 26 verbundene oben beschriebene Regel-

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β W

Λ η

problem zu entschärfen. Die Aufgabe wurde erfindungsgemäß dadurch gelöst, daß die bisher verwendete Einzelumlenk-Vorabscheidungstrennstufe durch eine Doppelumlenk-Vorabscheidungstrennstufe ersetzt wurde.

Die überraschend starke Verbesserung der Gastrennung durch übergang von Einzel- auf Doppelumlenk-Trenndüsen kann im vorliegenden Fall aus Fig. 6 entnommen werden, in welcher der experimentell bestimmte Gasanreicherungsfaktor o( über dem Zirkulationsverhältnis Z aufgetragen ist. Das Hj-Aufteilungsverhältnis wurde dabei, den Anforderungen der speziellen Isotopentrennkaskade 11 entsprechend auf ©_z = 0,936 eingestellt. Der UFgMolenbruch im Gasstrom 13 (Fig. 3 bzw. 4) betrug 1,0 %, das an den Düsen anliegende Expansionsverhältnis war 2. Aus Fig. 6 ist zu entnehmen, daß bei Z=O, d.h. beim Betrieb der Vorabscheidungstrennstufe mit einer Einzelumlenk-*Trenndüse entsprechend Fig. 3, unter den vorliegenden Bedingungen ein Gasanreicherungsfaktor p( = 3,5 erreicht wird. Würde man zur Verminderung des in den Tieftemperaturabscheider eintretenden UFg-Stromes zwei Einzelumlenk-Trenndüsenstufen mit demselben Trennfaktor hintereinanderschalten, würde sich ein Gasanreicherungs-

2
faktor 3,5 = 12,25 ergeben. Man entnimmt Fig. 6, daß dieser Gasanreicherungsfaktor 12,25 mit nur einer Trenndüsenstufe erreicht wird, wenn man sie mit Doppelumlenk-Trenndüsen entsprechend Figur 4 ausrüstet und diese bei einem Zirkulationsverhältnis Z = 0,2 betreibt. Bei Berücksichtigung der Tatsache, daß eine Doppelumlenk-Trenndüsenstufe bei Z = 0,2 einen um 20 % höheren Kompressordurchsatz und daher auch eine um 20 % höhere

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Antriebsleistung hat als eineEiiizelumlenk-Trenndüsenstufe ergibt sich bei der Realisierung des Gasanreicherungsfaktors 12,25 mit einer Doppelumlenk-Trenndüsenstufe statt mit einer Einzelumlenk-Trenndüsenstufe eine Energieeinsparung von etwa 40 %. Sie ist überraschenderweise doppelt so hoch wie die maximale bisher bekannt gewordene Energieeinsparung bei der Verwendung von Doppelumlenk-Trenndüsenstufen für die Trennung der Uranisotope (vgl. DE-PS 22 43 730).

Da ein um 20 % größerer Verdichter jedoch nur etwa 10 % teuerer wird (hierbei wurde wie im Apparatebau üblich ein Anstieg der Kosten proportional zur Quadratwurzel der Größe angenommen) ergeben sich durch den Einsatz der Doppelumlenk-Trenndüsen Einsparungen an Investitionskosten für die Verdichter samt Zubehör von etwa 45 %.

Bei der notwendigen Trennelementschlitzlänge ergibt sich - wie beim Energieverbrauch - eine Einsparung von etwa 40 %. Bei den Investitionskosten ist jedoch zu berücksichtigen, daß Doppelumlenk-Trenndüsen aufgrund der . komplizierteren struktur teuerer sind als Einzelumlenk-Trenndüsen. Nimmt man für Doppelumlenk-Trenndüsen den doppelten Preis pro Meter Schlitzlänge an, was nach Studien über Trennelementherstellungskosten gerechtfertigt erscheint, so ergibt sich hier eine Mehrinvestition von 20 % für die Doppelumlenk-Trenndüsen.

Dieser Nachteil bei den Investitionskosten für die Trenndüsen wird jedoch durch die oben aufgezeigten Vorteile bei den Investitionskosten für die Verdichter

die
und/Energieeinsparung bei weiten überkompensiert, so daß sich durch den Einsatz von Doppelumlenk-Trenn-

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düsen im Rahmen der gestellten Aufgabe ein deutlicher technischer und wirtschaftlicher Vorteil ergibt.

Beispiel 2

Bei einer geplanten kommerziellen Trenndüsenanlage, die mit besonders kleinen charakteristischen Abmessungen der Trenndüsen und entsprechend hohem . Gasdruck arbeiten wird (vgl. DE-PS 29 22 642),sollten aus regelungs- und betriebstechnischen Gründen Tieftemperaturabscheider am Kopf und an der Abstufungsstelle der mit 2 Stufengrößen aufgebauten Isotopentrennkaskade nach Möglichkeit vermieden werden.

Die bisher in diesem Zusammenhang ausschließlich in Erwägung gezogenen Gastrennkaskaden mit Einzelumlenk-Trenndüsenstufen erwiesen sich auch im vorliegenden Fall als viel zu aufwendig. Die Aufgabe wurde erfindungsgemäß dadurch gelöst, daß Gastrennkaskaden mit Doppelumlenk-Trenndüsenstufen vorgesehen wurden. Der Erfolg dieser Maßnahme wird im folgenden näher erläutert:

Die Verbesserung der Gastrennung durch übergang von Einzel- auf das Doppelumlenk-Trenndüsen kann im vorliegenden Fall aus Fig. 7 entnommen werden, in der wieder der experimentell bestimmte Gasanreicherungsfaktor tf. über dem Zirkulationsverhältnis Z aufaetragen ist. Das H^-Aufteilungsverhältnis wurde dabei jedoch, den erhöhten Anforderungen der kommerziel-

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len Anlage entsprechend auf θ =0,974 eingestellt. Bei Z=O, d.h. für eine Einzelumlenk-lrenndüse entsprechend Fig. 3_/ ergibt sich jetzt, trotz des gegenüber Fig. 6 von 2 auf 3,erhöhten Expansionsverhältnisses nur ein Gasanreicherungsfaktor c<=2,35. Mit einer Doppelumlenk-Trenndüse entsprechend Fig. 4 wird dagegen bei einem Zirkulationsverhältnis Z=O,5 ein Gasanreicherungsfaktor «< =23 erreicht.

Da der UFg-Restgehalt der in die Isotopentrennkaskade II¹ (Fig. 1) zurückzuspeisenden Hj-Ströne 15 bzw. 15' kleiner als 1 ppm sein soll, während er in den vom Kopf bzw. von der Abstufungsstelle der Isotopentrennkaskade kommenden Ströme 13 bzw. 13' etwa 1 Mol% beträgt, müssen die Gastrennkaskaden einen Gesamtanreicherungsfaktor = * = 12 000 liefern. Nach der Beziehung

ergibt sich als erforderliche Stufenzahl η einer mit Einzelumlenk-Trenndüsen (C<=2,35) arbeitenden Gastrennkaskade der Wert

η = 11.

Beim Einsatz von DoppelimLenk-Trenndüsen mit Z=O,5 werden daaegen wegen OC =23 nur

η = 3

Stufen benötigt.

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• *

• 9

ff *

ft n

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Der Aufbau der Gastrennkaskaden entspricht Fig. 5. Durch die Stufe 51 wird im vorliegenden Fall die UF₆ Konzentration von 1 Mol% in Strom 13 auf 0,044 Mol% in Strom 54 abgesenkt. Die Stufe 52 setzt den UF^- Gehalt im Strom 55 auf 0,001 Mol% herab. In dem die Stufe 53 verlassenden Strom 15 wird schließlich eine Endkonzentration von 0,000082 Mol% UF_g erreicht, die unterhalb der geforderten oberen Grenze von 1 ppm UF₆ liegt.

Beim Vergleich des Energieverbrauchs der Gastrennkaskaden mit Doppel- und Einzelumlenk-Trenndüsen ist außer der Stufenzahl die Tatsache zu berücksichtigen, daß Eoppelumlenk-Trenr.düsenstufen bei Z=O, 5 einen um 50 % höheren Kompressordurchsatz und daher eine um 50 % höhere Antriebsleistung haben als Einzelumlenk-Trenndüsenstufen. Insgesamt ergibt sich beim übergang vom Einzelzu Doppelumlenk-Trenndüsen im2.Beispiel eine Energieeinsparung um mindestens 60 %, die also noch bedeutend höher als im I.Beispiel ist.

Beim Zirkulationsverhältnis Z=O,5 wird das Ansaugvolumen der Verdichter um 50 % erhöht, so daß in diesem Fall ein Verdichter für Doppelumlenk-Trenndüsenstufen etwa 23 % teurer wird als ein Verdichter für Einzelumlenk-Trenndüsenstufen (Kostendegression wie in Beispiel 1 vorausgesetzt). Da jedoch nur 3 statt 11 Verdichter pro Gastrennkaskade benötigt werden, ergibt sich bei den Investitionskosten für die Verdichter samt Zubehör durch die Verwendung von Doppelumlenk-Trenndüsen eine Einsparung von 66 %.

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2ο

Nimmt man - wie im Beispiel 1 - einen doppelten Preis pro Meter Trenndüsenschlitz bei Doppelumlenk-Trenndüsen im Vergleich zu Einzelumlenk-Trenndüsen an, so ergibt sich im vorliegenden Beispiel auch bei den Investitionskosten für die Trenndüsen eine Einsparung und zwar in Höhe von etwa 18 %.

Die Einsparung von mehr als 50 % in den Energiekosten und in der Summe der Investitionskosten einer Gastrennkaskade beim übergang von Einzel- zu. Doppelumlenk-Trenndüsen machen die mit Doppelumlenk-Trenndüsenstufen arbeitende Gastrennkaskade im vorliegenden Fall, wie ein genauer Kostenvergleich zeigt, der bisherigen Lösung nicht nur technisch, sondern auch wirtschaftlich überlegen.

Bei Verwendung der im Beispiel 2 betrachteten Gastrennkaskade als UF^-Abscheidungsanlage 12 am Kopf der kleinen Isotopentrenn-Kaskade 11 (Fig. 1) wird der Produktstrom 16 erfindungsgemäß, wie in Fig. 5 gezeigt, der schweren Fraktion 57 der mittleren Trenndüsenstufe 52 entnommen. Ist für den Produktstrom 16 beispielsweise

235
eine U-Konzentration von 3,000 % vorgeschrieben,

235

so braucht der Eingangsstrom 13 nur eine U-Konzentration von 2,867 % zu haben. Durch die erfindungsge-

235

mäße Ausnutzung der U-Anreicherung der Gastrennkaskade werden in diesem Fall etwa 5 Trenndüsenstufen der kleinen Isotopentrennkaskade 11 eingespart.

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Daß dem auf diese Weise entnommenen Produktstrom 16 kein untragbar hoher Strom an H- beigemischt ist, erkennt man folgendermaßen:

Der in dem Strom 16 enthaltene UFg-Strom ist unter optimalen Bedingungen 70 mal kleiner als der in die UFg-Abscheidungsanlage mit dem Gasstrom 13 eintretende UF,.-Strom. Da der UF,-Molenbruch in 16 außerdem 6 6

um den Faktor 1,6 größer als der in 13 ist, folgt, daß mit dem Strom 16 weniger als 1/100 des in die Gastrennkaskade eintretenden H^-Strom entnehmen werden. Dieser relativ kleine H^-Stron läßt sich mit geringem Aufwand durch einen Tieftemperaturabscheider vom UFg-Produktstrom trennen und in -die Isotopentrennkaskade zurückspeisen.

Bei Verwendung der im Beispiel 2 betrachteten Gastrennkaskade als UFg-Abscheidungsanlage 12' am Kopf der großen Isotopentrenn-Kaskade II¹ (Fig. 1), d.h. an der Abstufungsstelle, wird der in Fig. 5 mit 16 bezeichnete Strom erfindungsgemäß als Strom 16' in den produktseitigen Kaskadenabschnitt, d.h. in die kleine Isotopentrennkaskade 11 (Fig. 1) unter Umgehung von neun an die Abstufungsstelle anschließenden Trenndüsenstufen eingeführt. Wie die Rechnung zeigt, werden

235 durch die erfindungsgemäße Ausnutzung der · U-Anreiche- rung der Gastrennkaskade an der Abstufungsstelle fünf weitere Stufen der kleinen Isotopentrennkaskade 11 eingespart. Eine Abtrennung des Η~ aus dem Strom 16' ist nicht erforderlich, da der H₂-Strom in 16' nur wenige Prozent des !^-Stromes in der kleinen Isotopentrennkaskade 11 beträgt.

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Claims

Patentansprüche;

1. Verfahren zur Abtrennuna von leichtem Zusatzqas am Ende und/oder an den Abstufungsstellen einer Trenndüsenkaskade, die mit einem zu trennenden gas-oder dampfförmigen Stoffgemisch, insbesondere einem Isotopengemisch, und einem leichten Zusatzgas betrieben wird, dadurch gekennzeichnet, da^ die Abtrennung unter Verwendung von Doppelumlenk-Trenndüsenstufen durchgeführt wird.

2. Verfahren nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, daß für die Abtrennung eine Doppelumlenk-Trenndüsenstufe als Vorabscheidunastrennstufe in Kombination rait einem Tieftemperaturabscheider verwendet wird.

3. Verfahren nach Anspruch 1, dadurch aekennzeichnet, daß für die Abtrennung eine aus mehreren hintereinandergeschalteten Doppelumlenk-Trenndüsenstufen bestehende Gastrennkaskade verwendet wird.

4. Verfahren nach Anspruch 1 oder einem der folgenden, dadurch gekennzeichnet, daß an mindestens einer Abstufungsstelle der Trenndüsenkaskade bei der Abtrennung des leichten Zusatzgases ein das zu trennende Stoffgemisch enthaltender Teilstrom entnommen und in den produktseitigen Kaskadenabschnitt an derjenige Stelle eingespeist wird, an der die Zusammensetzung des zu trennenden Stoffgemisches im Teilstrom und im Kaskadenabschnitt nach der Zusammenführung weitgehend übereinstimmen.

5. Verfahren nach Anspruch 3 und/oder 4, dadurch gekennzeichnet, daß der Produktstrom und/oder die Teilströme der schweren Fraktion einer der Einganastrenndüsenstufe nachgeschalteten Trenndüsenstufe der Gastrennkaskade entnommen werden.