BRPI0709913B1

BRPI0709913B1 - sistema e método para calcinação de minerais

Info

Publication number: BRPI0709913B1
Application number: BRPI0709913A
Authority: BR
Inventors: James Horley Connor; Geoffrey Sceats Mark
Original assignee: Calix Ltd
Priority date: 2006-03-31
Filing date: 2007-04-02
Publication date: 2017-04-04
Also published as: CA2643594C; CA2643594A1; AU2007233570B2; EP2004319B1; EP2004319A4; BRPI0709913A2; US9469884B2; CN101466461A; US20110008227A1; US20140348727A1; CN101466461B; EP2004319B8; US8807993B2; WO2007112496A1; BRPI0709913A8; EP2004319A1; AU2007233570A1

Abstract

<b>sistema e método para calcinação de minerais<d>a presente invenção refere-se a um sistema e um método para a calcinação de minerais. o sistema compreende um segmento de reator disposto verticalmente e configurado para transmitir forças horizontais sobre as partículas que passam através do segmento de reator em uma direção vertical; uma unidade de injetor para receber a matéria-prima granulada, a unidade de injetor sendo disposta em uma parte superior do segmento de reator, por meio de que os grânulos da matéria-prima se movem através do segmento de reator em um fluxo granular sob pelo menos um de um grupo que consiste em uma força de vapor, na força gravitacional e uma força centrífuga; uma unidade de troca de calor do reator acoplada termicamente a uma parede do segmento de reator para fornecer o calor aos grânulos que fluem dentro do segmento de reator com a transferência térmica através da parede do segmento de reator; uma ou várias entradas formadas no segmento de reator para introduzir um gás superaquecido no segmento de reator para criar condições de um sistema multifase gás-sólido; e uma ou várias aberturas de exaustão formadas no segmento de retorta de modo que os produtos do gás pelo menos são limpos parcialmente do segmento de reator sob o fluxo do gás superaquecido a partir das entradas para as aberturas de exaustão.

Description

Relatório Descritivo da Patente de Invenção para "SISTEMA E MÉTODO PARA CALCINAÇÃO DE MINERAIS".

CAMPO DA INVENÇÃO

[001] A presente invenção refere-se, de maneira ampla, a um sistema e método para a calcinação de minerais.

ANTECEDENTES DA INVENÇÃO

[002] A calcinação de rochas e minérios de materiais, tais como, carbonatos de metal para produzir suas formas de oxido, consiste em uma contribuição principal para as emissões de gás de efeito estufa. Os calcinadores usados atualmente são, em geral, fornos verticais que são otimizados em sua eficiência de energia total. Um forno vertical típico calcina calcário consumindo-se 3,6 GJ por tonelada de cal na melhor prática, comparado ao limite termodinâmico de 3,18 GJ por tonelada. Estes fornos verticais geralmente substituíram os fornos giratórios horizontais ineficientes anteriores. Outros fornos que foram empregados em usos específicos incluem os reatores de leito fluidizado e reatores de leito fluidizado de circulação.

Emissões de Dióxido de Carbono [003] Reconhece-se que a calcinação consiste no principal gerador de gás de efeito estufa, responsável por 2,5% de todas as emissões provenientes de atividade humana. A calcinação de carbonatos produz dióxido de carbono, de maneira intrínseca, embora o processo de combustão, conforme geralmente usado para fornecer o calor, também produza dióxido de carbono. Os equilíbrios de massa e energia dos dois processos demonstram que cada tonelada de calcário produz 0,44 toneladas de dióxido de carbono e a combustão de LPG produz 3,18 GJ de calor que produz outras 0,21 toneladas de dióxido de carbono, fornecendo emissões totais de 0,65 toneladas de dióxido de carbono por tonelada de cal produzida sob condições ideais. Condições não-ideais podem produzir significativamente mais dióxido de carbono. Nos processos de calcinação amplamente usados hoje tanto para a produção de cal como de clínquer, o dióxido de carbono proveniente da reação intrínseca e da queima de combustível é produzido no calcinador, e é ventilado na atmosfera como um poluente. A intervenção desta emissão torna-se difícil pelo fato de que o dióxido de carbono também é misturado com nitrogênio e outros gases de combustão, de modo que uma etapa dispendiosa de separação destes gases é requerida como a primeira etapa na captura de carbono. A indústria encontra-se atualmente sob pressão considerável para minimizar as emissões de dióxido de carbono e a separação de dióxido de carbono do nitrogênio e da maior parte dos outros gases é atualmente não econômica.

Reatores que Usam Transferência de Calor [004] Existem inúmeros processos alternativos sugeridos que podem ser usados como a base para um processo de calcinação ambientalmente benéfico aprimorado. Uma abordagem consiste em separar os processos de combustão e calcinação usando-se transferência de calor removendo, deste modo, a necessidade de separar o dióxido de carbono liberado a partir da reação de calcinação dos gases de combustão. Saddy et al (WO 97/01615) descreve uma fornalha de radiação térmica na qual uma fonte externa é usada para aquecer os conteúdos do calcinador através de transferência de calor radiativo. Em seu sistema o material é alimentado através do calcinador como uma pilha controlada por uma válvula giratória, por exemplo, na parte mais baixa da fornalha, com um longo tempo de residência. Esta abordagem tem um efeito benéfico adicional de reduzir a concentração de dióxido de carbono no calcinador, de modo que o arrefecimento da reação através de dióxido de carbono possa ser parcialmente suprimido. Este arrefecimento é um problema bem estudado, por exemplo, como relatado por E. Cremer, Z. Electrochem, 66 pp. 697-702 (1962). Uma redução da concentração de dióxido de carbono permite que o processo de calcinação proceda em uma temperatura inferior.

[005] O uso de aquecimento externo, entretanto, alcança potencialmente um custo de energia. Em fornos convencionais que usam combustão interna, existe transferência de calor eficiente para o material, e a perda de calor proveniente dos gases de combustão é minimizada através da recuperação cuidadosa de calor para a matéria-prima e o combustível. A melhor prática consiste tipicamente em 20% de perda de calor. O custo do combustível é geralmente um componente grande do custo de operação de um forno. Se forem usados queimadores para fornecer calor externo, a perda de calor pode ser considerável, na ordem de 30%, Shah et al (patente U.S. 7.025.940) descreve uma abordagem para o aquecimento externo, chamada de Combustão Distribuída Sem Chama (FDC), na qual a combustão do combustível ocorre essencialmente como uma reação química homogênea. Os requerimentos consistem no fato de que o combustível, tal como o gás natural, etanol, diesel ou biodiesel é misturado com o ar que foi aquecido, de modo que a temperatura na seção do aquecedor fique acima da temperatura de auto-ignição. Para atingir uma temperatura uniforme, a taxa de combustão precisa ser mais lenta do que o tempo de mistura dos gases no reator e múltiplos pontos de injeção são usados. A formação de carbono por pirólise na seção de aquecimento de combustível pode ser suprimida através da injeção de C02 e vapor nesta seção. Reivindica-se que a eficiência de transferência de calor de FDC seja tão alta quanto 95%. A uniformidade assegura que pontos quentes não se formem sobre as superfícies de troca de calor. Deste modo, o uso de FDC em um calcinador externamente aquecido pode ser mais eficiente que a melhor prática atual para fornos convencionais com combustão interna. A temperatura mais baixa do sistema, comparada com aquela de uma chama, é de modo que a produção de NOx e CO seja muito pequena. A FDC também pode ser realizada através da incorporação de um material poroso dentro do queimador, de modo que a retroinformação de calor que cria a eficiência de energia de FDC seja realizada em uma escala de mícron. O benefício da utilização de um material poroso é que a transferência de calor radiativo do combustor para a superfície de reator é otimizada. O Efeito Catalítico de Vapor [006] O uso de vapor superaquecido na calcinação foi proposto por Niles (patente U.S. número 1.798.802, concedida em 1931), que descreveu um processo no qual o vapor superaquecido reage com um combustível colocado dentro do forno a fim de produzir monóxido de carbono. Walker (patente U.S. número 2.068.882, concedida em 1937) propôs o uso de vapor superaquecido no lugar um vácuo para a calcinação por calor elétrico. Vogei (patente U.S. número 2.784.956, concedida em 1957) aprimorou o processo. Uma característica destes processos é que o tamanho da matéria-prima é significativamente maior que 100 mícrons, de modo que o vapor superaquecido sirva como um reagente para oxidar o combustível introduzido ou para auxiliar a transferência de calor no vácuo parcial para a matéria-prima. Maclntyre e Stansel, Ind e Eng Chern 45, 1548-1555 (1953), conduziram experimentos de calcinação de calcário e dolomita, e demonstraram que a temperatura para a calcinação de calcário sob condições experimentais usada reduziu de 910°C no ar para 700°C no vapor superaquecido, e a dolomita de 690°C no ar para 550°C no vapor superaquecido sugerindo, deste modo, um efeito catalítico para uma dada pressão parcial de dióxido de carbono. Em seus experimentos, o dióxido de carbono e o vapor foram bombeados a partir do sistema em uma taxa, de modo que o efeito deletério da reação de retorno fosse reduzido. Terry e McGurk, Trans Inst Mining and Metallurgy, 103, C62-C68 (1994) conduziram experimentos de Análise Térmica Diferencial e propuseram que a catálise de calcário por vapor superaquecido ocorre através de um bicarbonato de cálcio intermediário ativado. Thompson et al, Chem Eng Sd, 50, 1373-1382 (1995), que usa a difração de raios X dinâmica avaliou a cinética da catálise e demonstrou que a catálise ocorreu através da adsorção de moléculas de água sobre a superfície, que enfraqueceu a ligação de dióxido de carbono. Eles mostraram que o efeito catalítico aumentou com a temperatura, sendo que o aprimoramento depende da pressão parcial de vapor superaquecido. Em fornos convencionais, o tamanho da matéria-prima é significativamente maior que 100 mícrons, e muitas vezes substancialmente maior (10-100mm), de modo que o efeito catalítico de vapor superaquecido introduzido seja marcado pelos processos mais lentos de transporte de massa e calor dentro das rochas de matéria-prima. Em um forno convencional, o vapor superaquecido que atua como um reagente para a combustão ou para auxiliar a transferência de calor pode ter, portanto pouco impacto sobre a taxa de calcinação.

[007] Horley (AU 199477474 A1 e AU 2002301717A1) descreve um calcinador em lote que se aproveita da catálise de vapor, de modo que a calcinação de uma carga de grânulos moídos possa ocorrer durante uma queda gravitacional de uma carga através do vapor superaquecido. Este processo é limitado em rendimento porque a energia requerida para a reação é proporcionada pela energia térmica do vapor. Para que o processo em Horley se aplique em um processo contínuo, a taxa de alimentação requerida do vapor pode ser requerida. O Uso de Grânulos em Calcinadores [008] Wicke e Wuhrer (patente U.S. número 3.991.172, concedida em 1976) propuseram que a calcinação de calcário finamente moí-do (tamanho < 100 mícrons), sem vapor superaquecido, com rápido aquecimento e resfriamento da ordem de segundos fornece uma cal altamente reativa (por exemplo, conforme medida pela reação da cal resfriada com água) devido à alta densidade de defeitos químicos na estrutura de retícula dos produtos. Tal reatividade é perdida se o tempo de retenção for muito alto, porque o material começa a se reestruturar na alta temperatura em um processo relacionado à têmpera que remove os defeitos químicos. Kato e Nakazawa (patente U.S. número 5.653.948, concedida em 1997) reconheceram o benefício da produção de uma cal reativa calcinada fina com um tamanho de 1-100 mí-crons e descreveram uma abordagem de produção de um produto calcinado com este tamanho em um calcinador de leito fluidizado, que fragmenta a matéria-prima de 100-1500 mícrons neste tamanho. Reatores de Leito Fluidizado [009] Os reatores de leito fluidizado operam geral mente através do equilíbrio da força gravitacional que atua sobre os grânulos através da flutuabilidade da fase fluida. Entretanto, esta abordagem é geralmente imprópria para calcinar a matéria-prima finamente moída de 30150 mícrons porque os grânulos são arrastados nos gases produzidos para fluxos razoáveis de gás.

[0010] Existem variantes desta classe de reatores, isto é, reatores de leito fluidizado de recirculação em que os grânulos são pneumaticamente circulados através de um sistema de reator que usa uma combinação de elevações e depressões, cada uma das quais pode ser uma parte integral do reator. Esta abordagem é usada nos processos industriais, tal como o craqueamento catalítico do petróleo. Entretanto, tais reatores têm uma longa distribuição de períodos de residência para os grânulos devido ao fato de os grânulos serem circulados muitas vezes antes que uma fração do fluxo seja extraída. Isto é apropriado para o caso em que os grânulos servem como catalisadores, porém, onde as propriedades de produto forem sensíveis ao período de residência, por exemplo, onde eles sintetizam, a recirculação não é desejável.

Calcinador Rápido [0011] Existem calcinadores rápidos conhecidos na técnica que usam grânulos moídos como a matéria-prima. Estes sistemas podem ter um período de residência mais baixo que os fornos convencionais. Entretanto, nestes sistemas os grânulos são geralmente arrastados no gás de combustão como um resultado da utilização de queimadores dentro do calcinador, de modo que a produção do calcinador seja uma mistura dos gases de combustão e calcinação, e sejam emitidos na atmosfera, como um forno padrão. Em outro exemplo de um calcinador rápido, as forças centrífugas dos gases de combustão dentro do calcinador são usadas para reter os grânulos no reator. Estas abordagens, embora talvez reduzam o período de residência no calcinador, ainda podem ter muitos problemas traçados acima e resultar no mesmo impacto ambiental negativo que a calcinação convencional.

[0012] Existe uma técnica anterior que descreve a calcinação dos grânulos na forma de uma pilha de pó. Ward e Todd-Davies (GB 2043219) descrevem um calcinador no qual uma pilha de pó é aquecida por um lança que injeta gases de combustão na pilha móvel de tais grânulos. Este reator é limitado pela taxa de injeção do gás de combustão que, de outro modo, faz com que os grânulos sejam arrastados no gás e lavados com a combustão de gases. Deste modo, o período de residência de grânulos neste projeto de calcinador é relativamente alto. Como acima, o gás descarregado contém tanto o gás de combustão como o gás de calcinação, de modo que o processo tem o mesmo impacto ambiental negativo que a calcinação convencional.

[0013] Portanto, existe uma necessidade de proporcionar um método e sistema para calcinação de minerais que procure solucionar pelo menos um dos problemas mencionados acima.

[0014] As modalidades da invenção procuram atender os requerimentos para uma calcinação rápida de um material granular em um sistema de reator que limite o período de residência dos grânulos e que minimize os impactos ambientais.

SUMÁRIO DA INVENÇÃO

[0015] De acordo com um primeiro aspecto da presente invenção, proporcionou-se um sistema para a calcinação de minerais, o sistema que compreende um segmento de reator disposto verticalmente configurado para conferir forças horizontais nas partículas que passam através do segmento de reator em uma direção vertical; uma unidade injetora para receber a matéria-prima granular, sendo que a unidade injetora é disposta em uma parte superior do segmento de reator, por meio da qual os grânulos da matéria-prima se movem através do segmento de reator em um fluxo granular sob pelo menos um entre um grupo que consiste em uma força de vapor, uma força gravitacional e uma força centrífuga; uma unidade de troca de calor de reator termi-camente acoplada em uma parede do segmento de reator para proporcionar calor para os grânulos que fluem dentro do segmento de reator através da transferência de calor da parede do segmento de reator; uma ou mais entradas formadas no segmento de reator para introduzir um gás superaquecido no segmento de reator para criar condições de um sistema multifásico de gás-sólido; e uma ou mais aberturas de exaustão formadas no segmento de reator, de modo que os produtos de gás sejam pelo menos parcialmente descarregado do segmento de reator sob o fluxo do gás superaquecido a partir das entradas até as aberturas de exaustão.

[0016] O segmento de reator pode compreender uma ou mais câmaras de reator e um separador de grânulo de gás acoplado nas câmaras de reator que utilizam um vórtice formado a partir da passagem de material através da câmara de reator para separar os produtos de gás dos grânulos.

[0017] O sistema pode compreender adicionalmente duas ou mais câmaras de reator e respectivos separadores de gás-grânulo acoplados conectados em série, de modo que o material processado de uma câmara de reator coletado que utiliza o separador de gás-grânulo acoplado a uma dita câmara de reator seja alimentado em outra câmara de reator e coletado, após o processamento adicional na dita outra câmara de reator, que utiliza o separador de gás-grânulo acoplado à dita outra câmara de reator.

[0018] Pelo menos um dos separadores de gás-partícula pode compreender uma unidade de aquecedor para aquecer o material coletado para proporcionar uma funcionalidade de reator de compensação. Pelo menos o separador de gás-partícula acoplado a uma dita câmara de reator pode compreender adicionalmente uma unidade de bombeamento para bombear o material coletado durante o dito aquecimento para suprimir uma reação de retorno.

[0019] O segmento de reator pode compreender uma pluralidade de câmaras de reator acoplada em um separador de partícula.

[0020] A unidade de troca de calor de reator pode utilizar o aquecimento distribuído sem chama e pelo menos uma das aberturas de exaustão é acoplada à unidade de troca de calor de reator para direcionar uma parte dos produtos de gás no combustível para que o aquecimento distribuído sem chama facilite a supressão de pirólise.

[0021] O segmento de reator pode compreender um ou mais tubos lineares como câmaras de reator e um ou mais separadores de partícula de gás, os separadores de gás conferem as forças horizontais sobre as partículas.

[0022] O segmento de reator pode compreender um ou mais tubos espirais respectivamente formados em uma hélice como câmaras de reator.

[0023] As aberturas de exaustão podem compreender uma coluna central formada em uma circunferência interna do tubo espiral, por meio da qual o sistema exibe um contra-fluxo dos produtos de gás com relação aos grânulos no tubo espiral.

[0024] O sistema pode compreender adicionalmente um tubo transportador acoplado ao injetor e disposto dentro da coluna central, para transportar os grânulos a partir de uma base do segmento de reator para o injetor.

[0025] Os grânulos podem ser transportados através do tubo transportador sob a força do gás superaquecido, por meio do qual o injetor funciona como uma das entradas para introduzir o gás superaquecido no tubo espiral.

[0026] A unidade de troca de calor de reator pode compreender uma unidade de aquecimento distribuída sem chama porosa e um ou mais entre um grupo que consiste na câmara de reator, o separador de grânulo de gás, a coluna central e o tubo transportador são moldados na unidade de aquecimento distribuída sem chama porosa.

[0027] Um período de residência dos grânulos na câmara de reator pode ser menor que cerca de 10 segundos.

[0028] Os grânulos podem ter uma distribuição de tamanho entre cerca de 40 mícrons e cerca de 250 mícrons.

[0029] De acordo com um segundo aspecto da presente invenção, proporcionou-se um método para a calcinação de minerais, o método compreende as etapas de mover os grânulos de uma matéria-prima através de um segmento de reator verticalmente disposto em um fluxo granular sob pelo menos em entre um grupo que consiste em uma força de vapor, uma força gravitacional e uma força centrífuga; conferir forças horizontais nas partículas que passam através do segmento de reator em uma direção vertical; fornecer calor para grânulos que fluem dentro do segmento de reator através da transferência de calor da parede do segmento de reator; introduzir um gás superaquecido no segmento de reator para criar condições de um sistema multifásico gás- sólido; e lavar produtos de gás pelo menos parcialmente a partir do segmento de reator sob o fluxo do gás superaquecido.

[0030] O método pode compreender adicionalmente separar os produtos de gás dos grânulos que utilizam um vórtice formado a partir da passagem de material através da câmara de reator.

[0031] O método pode compreender adicionalmente alimentar o material processado a partir de uma câmara de reator do segmento de reator em outra câmara de reator do segmento de reator.

[0032] O método pode compreender adicionalmente aquecer o material coletado para proporcionar uma funcionalidade de reator de compensação.

[0033] O método pode compreender adicionalmente bombear o material coletado durante o dito aquecimento para suprimir uma reação de retorno.

[0034] O método pode compreender utilizar uma unidade de aquecimento distribuída sem chama para o aquecimento da parede de câmara de reator e direcionar uma parte dos produtos de gás dentro combustível para a unidade de aquecimento facilitar a supressão de pirólise.

[0035] O segmento de reator pode compreender um ou mais tubos lineares como câmaras de reator e um ou mais separadores de partícula de gás, os separadores de gás conferem as forças horizontais nas partículas. O segmento de reator pode compreender um ou mais tubos espirais respectivamente formados em uma hélice como câmaras de reator.

[0036] O método pode compreender adicionalmente transportar pneumaticamente os grânulos até uma parte superior da câmara de reator.

[0037] A unidade de troca de calor de reator pode compreender uma unidade de aquecimento distribuída sem chama porosa e um ou mais de um grupo que consiste na câmara de reator, o separador de grânulo de gás e um tubo transportador para transportar os grânulos são moldados na unidade de aquecimento distribuída sem chama porosa.

[0038] Um período de residência dos grânulos na câmara de reator pode ser menor que cerca de 10 segundos.

[0039] Os grânulos podem ter uma distribuição de tamanho entre cerca de 40 mícrons a cerca de 250 mícrons.

BREVE DESCRIÇÃO DOS DESENHOS

[0040] As modalidades da invenção serão mais bem entendidas e prontamente aparentes para alguém versado na técnica a partir da seguinte descrição escrita, somente por meio de exemplo, e em conjunção com o desenho, em que a: [0041] A figura 1 mostra um desenho esquemático em corte transversal de um reator calcinador de acordo com uma modalidade de exemplo.

[0042] A figura 2 mostra um desenho esquemático em corte transversal de um reator calcinador em dois estágios de acordo com uma modalidade de exemplo.

[0043] A figura 3 mostra um desenho CAD de uma vista em recorte isométrica de um reator calcinador de acordo com uma modalidade de exemplo.

[0044] A figura 4 mostra um desenho CAD de uma vista em recorte isométrica de um reator calcinador em dois estágios de acordo com uma modalidade de exemplo.

[0045] A figura 5 mostra um fluxograma que ilustra um método para a calcinação de minerais de acordo com uma modalidade de exemplo.

DESCRIÇÃO DETALHADA

[0046] As modalidades de exemplo descritas fornecem um sistema e método calcinação contínua. Os reatores compactos descritos incorporam inúmeros recursos, cuja função é acelerar a taxa de reação, de modo que o grau requerido de reação seja cerca de 96-98% concluído em alguns segundos, que corresponde ao período de residência dos grânulos no sistema. Em primeiro lugar, o efeito catalítico de vapor atua sobre a reação de calcinação dos grânulos. Ademais, usando-se inúmeros segmentos de reator através dos quais os grânulos podem passar sequencialmente, o efeito deletério de reincorporação de dióxido de carbono no material a ser calcinado é reduzido à medida que o dióxido de carbono é separado dos grânulos na extremidade de cada segmento. Adicionalmente, o dióxido de carbono é lavado a partir do reator injetando-se vapor superaquecido na entrada de cada segmento de reator para reduzir a pressão parcial de dióxido de carbono no reator, que reduz a pressão parcial de dióxido de carbono próxima à saída do reator. Este vapor superaquecido é injetado com uma pressão de gás inicial que é suficientemente alta para catalisar a reação e forçar os grânulos através do reator.

[0047] As modalidades descritas fornecem um sistema e processo que se aproveita tanto da cinética química mais rápida engendrada pelo efeito catalítico do vapor superaquecido em associação com um tamanho de grânulo pequeno e o uso do vapor superaquecido para a transferência de calor da fase de gás. Ao mesmo tempo, entretanto, as modalidades descritas são projetadas, de modo que o mecanismo dominante de transferência de calor ocorra a partir das paredes do calcinador diretamente nos grânulos como um resultado de dois fatores principais. Ou seja, a transferência de calor que surge a partir da forte interação dos grânulos com o gás engendrado pelas grandes forças centrífugas que atuam nos grânulos e a fricção resultante do gás que é conferida às paredes do tubo reator, e a transferência de calor que surge do aquecimento por radiação dos grânulos. O fluxo granular através do tubo helicoidal é significativamente mais lento do que através de um tubo reto equivalente, e isto não somente gera a fricção requerida para o primeiro mecanismo acima para a transferência de calor, mas também controla e transita através do reator para permitir que a transferência de calor ocorra de maneira eficiente. Deste modo, um tubo helicoidal pode processar uma produção mais alta do que um tubo linear com mesmo diâmetro e comprimento.

[0048] A separação eficiente dos grânulos na saída de cada segmento de reator é realizada por um separador de grânulo de gás integrado, e através do uso de um fluxo helicoidal dentro do reator, de modo que a ação de vórtice requerida para a separação eficiente é estabelecida antes da injeção na unidade separadora. A reversão do fluxo de gás no separador é realizada usando os mesmos princípios que um separador ciclônico. Ou seja, a combinação do reator de tubo helicoidal e um separador gás-grânulo com base no vórtice dentro de um ciclone opera bem em um sistema de reator integrado. As forças centrífugas requeridas para que o separador possa ser executado em uma modalidade através do uso de um tubo helicoidal como a câmara de reator e em outra modalidade por um tubo linear inicial que é dobrado para fornecer as forças centrífugas próximas à extremidade da câmara. Uma combinação de um tubo helicoidal como a câmara de reator com estruturas adicionais próximas à extremidade da câmara de reator para facilitar que as forças centrífugas também possam ser implementadas em outra modalidade.

[0049] O uso de energia eficiente é realizado em uma modalidade usando-se o aquecimento sem chama e a distribuição de temperatura desejada é atingida escoando-se os gases de combustão em contra-fluxo até os grânulos no calcinador. Em uma modalidade, os gases de combustão trocam calor com as paredes de reator por convecção e condução. Em outra modalidade, a troca de calor é aprimorada usan- do-se um meio poroso para conferir aquecimento distribuído sem chama, com o material poroso - que proporciona transferência de calor por radiação.

[0050] Em uma modalidade, o sistema pode ser moldado a partir do material poroso usado para o sistema de combustão e a transferência de gases entre a área de combustão e a câmara de reação tornou-se impermeável através de um envoltório fino do mesmo material em sua forma impermeável. Neste sistema, a geometria dos tubos pode variar de linear na parte superior do reator para helicoidal na base. Em outra modalidade, uma pluralidade de tais câmaras de reação pode ser moldada de modo que possam ser alimentadas em um separador de grânulo de gás.

[0051] A figura 1 mostra um único reator calcinador vertical de segmento 10. A matéria-prima indicada em 11 é produzida de rochas e minérios que foram secos, triturados e pré-moídos. Uma distribuição de tamanho de matéria-prima com um tamanho médio na faixa de cerca de 40 mícrons a cerca de 250 mícrons é atingida por um sistema de ciclone convencional (não mostrado) com um triturador e moedor (não mostrados). A matéria-prima- 11 é coletada em um Tremonha de Matéria-Prima 12 e é misturada com vapor superaquecido 13 no misturador 14 e pneumaticamente transportada através do tubo transportador 15 para um injetor 16 na parte superior do reator, onde a mesma é injetada no tubo reator 17. Deste modo, o injetor 16 funciona como tanto como o alimentador para os grânulos no tubo reator 17 como uma entrada para vapor superaquecido 13 no tubo reator 17. Será avaliado que as entradas adicionais podem ser proporcionadas ao longo do tubo 17 em diferentes modalidades para alimentar o vapor superaquecido no tubo reator 17. O tubo reator 17 é formado dentro de uma hélice 18 e, de preferência, a hélice 18 é formada dentro de uma estrutura que forma uma coluna central à prova de vazamento 20. A hélice 15 confere forças horizontais sobre as partículas que passam através do reator 10 em uma direção vertical. A reação prossegue no tubo de reação 17 até o grau desejado. O vapor superaquecido, os grânulos de produto e os gases de reação fluem para fora da extremidade aberta 32 do tubo 17 e através do separador gás-grânulo 19. O tubo de reação 17 e o separador gás-grânulo formam um segmento de reator nesta modalidade de exemplo. O movimento do gás é revertido e os gases são expelidos dentro da coluna central 20 através do vórtice formado no separador 19, como um resultado das forças centrífugas induzidas na hélice 18. Será avaliado que as aberturas de exaustão adicionais podem ser proporcionadas ao longo do tubo 17 em diferentes modalidades. Os gases expelidos na coluna central 20 aquecem o vapor 13 e a matéria-prima 11 que é transportada para o injetor 16 antes de os gases serem expelidos na parte superior do reator 21. Os gases de escape podem ser processados condensando-se o vapor em um condensador 29 e comprimindo-se o gás para outros usos. Os grânulos de produto 22 são coletados no tremonha 23 e são rapidamente resfriados usando o trocador de calor 30, por exemplo, com a água usada para produzir o vapor. O tubo reator 17 é externamente aquecido por uma fonte de calor 24 e o reator é termicamente isolado 25 para minimizar a perda de calor.

[0052] A fonte de calor para o aquecimento do tubo reator 17 pode ser energia elétrica, combustão de combustíveis que usam queimadores, combustão de combustíveis que usam aquecimento distribuído sem chama ou um fluido de troca de calor produzido a partir de outra fonte de energia. No caso de combustão, o calor residual dos gases de combustão pode formar parte de um sistema de recuperação de calor que usa trocadores de calor (não mostrados). É preferível que o perfil de temperatura ao longo do tubo reator 17 seja controlada, de modo que a carga de calor ao longo do tubo 17 seja uniforme. Esta carga de calor não depende somente da temperatura, mas também da cinética química através da evolução da área de superfície reativa, o vapor pressão parcial que catalisa a reação e a pressão parcial dos gases de produto de reação através de sua reação de retorno com os grânulos, a velocidade dos grânulos e as eficiências de transferência de calor.

[0053] Os parâmetros do sistema 100, tal como o fluxo de calor para os trocadores de calor, as taxas de injeção de matéria-prima, as taxas de injeção de vapor superaquecido em cada injetor e a pressão de gás de calcinador pode ser ajustada através do controle dos parâmetros para atingir a conversão desejada da matéria-prima calcinada que sai na base do tremonha 23, [0054] O vapor superaquecido executa inúmeros papéis: [0055] Criar as condições iniciais de um sistema multifásico gás-sólido.

[0056] Catalisar a reação para permitir que o processo de reação seja concluído dentro do período de residência dos grânulos de matéria-prima no sistema.

[0057] Lavar o dióxido de carbono do sistema de modo a minimizar o arrefecimento da reação.

[0058] Permitir a geração de dióxido de carbono puro através da condensação e esfregamento do gás de escape.

[0059] Desalojar os grânulos das superfícies, a fim de evitar o acúmulo de tampões de grânulo.

[0060] Proporcionar uma fonte de gás para injeção em um aquecedor distribuído sem chama a fim de controlar a taxa de taxa de reação na temperatura desejada.

[0061] A taxa de alimentação da matéria-prima 11 é escolhida de modo que a fração de volume de material sólido no reator calcinador 10 em qualquer período seja uma fração pequena do volume, cerca de 10'3 a 10"4. Deste modo, o reator 10 opera sob condições multifásicas diluídas. Os grânulos se movem para baixo em um fluxo granular coletivo sob a força do vapor e da gravidade e são adicionalmente acelerados pelos gases produzidos pela reação. A fabricação do reator ao formar o tubo reator 17 em uma hélice 18 cria forças centrífugas grandes sobre os grânulos que, por sua vez, geram uma grande fricção, de modo que a velocidade de grânulo seja 20-40% mais baixa do que para um tubo reto equivalente. Para as taxas de injeção típicas, o fluxo de fase granular é laminar, considerando que o fluxo de fase de gás seja turbulento. A alta fricção de gás-grânulo gera uma queda de pressão no reator e isto reduz as pressões parciais tanto do vapor como dos gases de reação ao longo do tubo 17, ambas as quais influenciam a taxa de reação. Além disso, a alta fricção também aumenta a taxa de relaxamento térmico entre os gases e os grânulos, de modo que a reação seja acionada pela transferência de calor a partir da superfície do tubo 17 diretamente até os grânulos e o gás. Para o aquecimento radiativo, a diminuição de velocidade dos grânulos na hélice 18 aumenta a taxa de transferência de calor através da densidade de grânulo mais alta. A forte interação gás-grânulo ocorre de modo que o salto dos grânulos não possa ocorrer na hélice 18 ou pelo menos significativamente minimizado.

[0062] O período de residência dos grânulos no reator 10 é determinado pelo fluxo granular induzido pela gravidade, pelas forças centrífugas e pelas pressões e velocidades do gás. As condições típicas são aquelas em que o período de residência fica na ordem de alguns segundos. Isto é suficientemente rápido para a sintetização dos limitada. Este curto período de residência é uma característica do sistema de reator 10 e a distribuição de períodos de residência é pequena.

[0063] Existem inúmeros recursos de movimento coletivo dos grânulos - chamado no presente documento de "luxo granular" para se distinguir do fluxo de um grânulo que não experimenta nenhuma inte- ração grânulo-grânulo (isto é, um grânulo isolado, como pode ocorrer em carregamentos de massa de grânulo muito baixos - como em kg s" 1). Estes recursos incluem o carregamento de massa de grânulo do coletor que pode ser, de preferência, suficientemente alto de modo que as colisões grânulo-grânulo sejam mais prováveis que as colisões grânulo-parede. Isto é caracterizado pelo número de Knudsen Kn. Para um projeto proposto para uma modalidade de exemplo, Kn é ~ 0,1, que fica no limite do fluxo contínuo e fluxo de transição. Para uma boa aproximação, o fluxo de partículas irá atuar como um meio contínuo, com o padrão de fluxo estabilizado pelas interações grânulo-grânulo.

[0064] Outro recurso consiste no padrão de fluxo estabelecido pelos grânulos ser determinado pelo número de Reynolds Re (que adota um fluxo contínuo) e em um projeto proposto para uma modalidade de exemplo, o fluxo de grânulo tem Re - 200, que corresponde a um fluxo laminar. Ou seja, o padrão de fluxo é, de preferência, não turbulento ou na região de transição de turbulência. Por outro lado, o número de Reynolds para o fluxo de gás é da ordem de 3*105, que é turbulento. Um fluxo laminar é uma assinatura do "fluxo granular".

[0065] Outro recurso consiste no carregamento de massa de grânulo que deve exceder, preferencialmente, o carregamento de massa de gás (levando em conta o gás produzido pela reação). Isto significa que o fluxo de partícula não será dominado pelo fluxo de gás - de modo que as partículas não sejam transportadas como partículas individuais pelo fluxo de gás e expelidas do reator antes que a reação seja concluída. Se o carregamento de massa de gás for muito pequeno, então, os grânulos que fluem em um tubo tenderíam a "saltar" e coletar na parte inferior do tubo. O salto é um resultado do movimento de grânulo coletivo. O sistema de hélice nas modalidades de exemplo estabelece um regime no qual os grânulos se movem na velocidade de salto através da Hélice, que é cerca de ~ 20% da velocidade de gás no projeto presente. O equilíbrio das forças ocorre, de preferência, de modo que as partículas permaneçam suspensas na Hélice apesar da divergência de velocidade (sem formação de nódulos). Uma única partícula (isto é, sem movimento coletivo) pode ser arrastada através da Hélice em torno da velocidade do gás e pode não ter um período de residência suficientemente longo para permitir que a calcinação prossiga.

[0066] A pressão de vapor superaquecido é mantida em um medidor positivo leve, de modo que exista carreamento de ar mínimo e perda de vapor superaquecido mínima através do sistema. Tipicamente, a pressão de injeção de vapor no injetor 16 fica na faixa de 1-2 bar, e a pressão no escapamento 21 fica na faixa de 0,2-0,5 bar (como um resultado da fricção gás-grânulo). O escapamento 21 é bombeado pelo efeito de um trocador de calor, condensador ou bomba mecânica 29 ou uma combinação destes, de modo que a pressão de gás de escape se eleve até > 1 bar absoluto para excluir um influxo ou ar dentro do sistema no escapamento. De forma alternativa, a pressão de vapor na injeção pode ser elevada, de modo que a pressão no escapamento exceda 1 bar absoluto. A pressão de vapor superaquecido no misturador 14 é maior que no injetor 16, para proporcionar a pressão requerida para elevar a matéria-prima através do reator 10 pelo transportador pneumático 15.

[0067] As pressões de gás no reator 10 causam impacto na eficiência de diversas maneiras. Em primeiro lugar, é vantajoso que a pressão no injetor 16, onde o gás é vapor, seja relativamente alta, de modo que a ação catalítica do vapor seja otimizada e a pressão seja suficiente para ajudar a manter o fluxo de grânulos e gases na hélice 18. Em segundo lugar, a fim de minimizar o efeito deletério da reação de retorno, a pressão do gás próxima ao escapamento 21 deve ser, de preferência, relativamente baixa a fim de minimizar o efeito da reação de retorno. A alta fricção gás-grânulo induzida pelas forças centrífugas dos grânulos causa uma queda de pressão no reator 10, de modo que este perfil de pressão benéfico possa ser maximizado.

[0068] O separador gás-grânulo 19 tem, de preferência, ao somente uma alta eficiência de coleta dos grânulos, mas também coleta os grânulos menores produzidos por decrepitação. De maneira típica, este sistema terá cerca de 100% de eficiência para todos os grânulos maiores que cerca de 5 mícrons.

[0069] As taxas de fluxo do vapor superaquecido são ajustadas de modo que maximizem o grau de calcinação. Na figura 1, o vapor se move na mesma direção que os grânulos, de modo que o vapor tenha o máximo impacto sobre a taxa de reação na parte superior do reator 10 e este efeito diminui através do reator 10 à medida que o vapor é diluído pelos gases de reação e quedas de pressão como um resultado da fricção ao longo do tubo 17.

[0070] Sob condições onde o efeito da reação de retorno pode ser de modo que o reator calcine o material até 50% de conclusão, um sistema de reator em múltiplos estágios pode ser usada em uma modalidade de exemplo diferente. Com referência à figura 2, em um sistema de reator em dois estágios 200, os grânulos, que foram separados do vapor e os gases de reação em um primeiro separador 202 de uma primeira câmara de reator 204, são injetados em uma segunda câmara de reator de estágio 206, com vapor superaquecido sem uso prévio injetado no injetor 208, onde a reação prossegue até 90% de conclusão na segunda câmara de reator 206. Estabelece-se bem que a taxa da reação de calcinação diminui à medida que a conversão aumenta porque a zona de reação, profunda dentro do grânulo, diminui em área de superfície. Isto é compensado neste projeto de reator aumentando-se a temperatura próxima à saída dos grânulos. Em alguns casos, um grau final de reação de cerca de 98% pode ser obtido através do aquecimento dos grânulos em um primeiro tremonha 210 para atuar como um reator de compensação que usa fonte de calor 212, e bombear o primeiro tremonha 210 com bomba mecânica 214, de modo que a reação de retorno seja suprimida. O período de residência neste compensador deve ser mantido tão baixo quanto possível para reduzir o efeito de sintetização. Isto também enfatiza a importância de ser preferivelmente capaz de controlar a distribuição de temperatura ao longo do reator. Os grânulos de produto são, então, coletados em um tremonha final 216, e são rapidamente resfriados usando o trocador de calor 218.

[0071] Voltando à figura 1, o preaquecimento da matéria-prima 11 no tremonha 12 através de um trocador de calor 27 e a injeção de algum vapor superaquecido 28 pode remover o ar arrastado na matéria-prima 11. Deste modo, o gás de escape 21 compreende principalmente o gás de reação, tipicamente, dióxido de carbono, assim como o vapor superaquecido. O condensador 29 remove o vapor superaquecido do gás, purifica o gás para remover a poeira arrastada e o enxofre nocivo que contém os gases emitidos a partir da matéria-prima 11 e bombeia o gás de escape 21. Alternativamente, a poeira é removida e capturada antes do condensador. O gás residual é substancialmente dióxido de carbono puro que pode ser comprimido e armazenado para uso, incluindo processos de captura de carbono, tal como sequestro.

[0072] Este processo implementado na modalidade descrita se livra do alto custo tipicamente associado aos processos de separação de dióxido de carbono a partir de um calcinador baseado em combustão, que contém nitrogênio, oxigênio não queimado e vapor superaquecido. Este recurso captura de carbono fornece para este processo de calcinação um de seus recursos de diferenciação preferíveis comparado com a calcinação convencional. Os custos de etapas subsequentes, tais como compressão e sequestro, são comuns para a maio- ria das abordagens de captura de carbono.

[0073] A temperatura dos grânulos durante tal transporte é mantida, de preferência, suficientemente baixa para assegurar que tanto a reação de calcinação catalisada por vapor como a sintetização por calor de vapor são minimizadas, e a adsorção de vapor maximizada, enquanto a temperatura de vapor é mantida, de preferência, suficientemente alta, de modo que o vapor não condense.

[0074] A temperatura das paredes de calcinador é mantida na temperatura de calcinação através do aquecimento da parede externa do tubo reator 17. Quando múltiplas câmaras de reator são usadas, as temperaturas médias para cada câmara podem ser diferentes e cada câmara pode operar com um gradiente de temperatura. Existem diversos meios para atingir o aquecimento externo, sendo que o projeto de sistemas aquecimento é conhecido na técnica. A hélice 18 proporciona uma área de superfície externa grande e o controle da temperatura pode proporcionar o sistema com uma carga térmica uniforme. É preferível que a carga térmica seja menor que cerca de 50 kW m"2. Onde o aquecimento sem chama é usado, a supressão de pirólise pode ser obtida alimentando-se uma parte do escapamento de calcinador dentro do combustível no sistema de aquecimento externo 24 através de uma conexão de cano 31 acoplada ao escapamento 21, para controlar a taxa de produção de calor.

[0075] Por exemplo, é frequentemente desejável que a temperatura próxima à base do reator calcinador 10 seja maior que na parte superior. Próxima ao injetor 16, a pressão parcial de C02 é pequena, e a taxa de reação é mais rápida que na base, de modo que a carga térmica constante, a temperatura na parte superior possa ser mais baixa que na base. Isto pode ser atingido pela injeção do combustível próxima à base, de modo o fluxo de gás no sistema de aquecedor externo 24 fique em contra-fluxo com o fluxo de gás e sólidos no tubo 17. Em outro sistema de exemplo, o calor é eletricamente produzido aplicando-se uma voltagem entre uma parte superior e uma parte inferior do tubo 17 com uma corrente fornecida para aquecer o tubo reator 17 através de uma resistividade elétrica. Em outro sistema de exemplo, o calor é produzido por queimadores ordenados ao redor da superfície externa do tubo 17 a fim de produzir a distribuição de temperatura desejada ao longo do tubo reator 17. Em outro sistema de exemplo, o calor é proporcionado por um trocador de calor a partir de um fluido de troca de calor, tal como dióxido de carbono comprimido. Em outro exemplo, o oxigênio é usado em vez do ar. Uma combinação de tais sistemas pode ser usada.

[0076] O tubo reator 17 é ilustrado como um tubo com corte transversal circular. Entretanto, outros formatos podem ser usados. Por exemplo, um tubo com um corte transversal quadrado ou retangular tem uma área de superfície maior para o mesmo corte transversal e proporciona uma maior facilidade de unir os enrolamentos da hélice uns aos outros para produzir uma coluna central isenta de vazamento 20. Se a hélice 18 for formada dobrando-se uma estrutura, então, o corte transversal do formado curvo sra geralmente deformado. Tais estruturas têm um coeficiente de transferência de calor mais alto não somente devido à área mais alta, mas também devido aos gases terem, em particular, turbulência aumentada, portanto, transferência de calor. Um alto raio de flexão para a razão de diâmetro de cano é preferido, porém o projeto pode acomodar uma razão que permita a flexão a quente ou frio de canos padrões. Alternativamente, onde o material poroso é usado na implementação do sistema de aquecimento 24, o tubo ou tubos podem ser moldados dentro do material poroso. Similarmente, um ou mais reatores de gás-partícula, a coluna central e o transportador 15 podem ser moldados dentro do material poroso.

[0077] A massa do reator 10 é relativamente pequena, de modo que o tempo de resposta térmica seja rápido comparado com os calci-nadores existentes. A massa é determinada principalmente pelo comprimento e espessura do tubo 17. Embora a espessura do tubo 17 seja tão pequena quanto possível, de preferência, suficientemente espessa que o atrito causado pela interação com os grânulos pode ser tolerado. Deste modo, as condições de processo podem ser ajustadas quase instantaneamente, a fim de encontrarem as variações na matéria-prima 11, tais como as variações na área de superfície e porosidade, ou as especificações de produto calcinado. O curto período de residência permite que a medição dos produtos seja retroinformada para os parâmetros de processo manterem as especificações de produto especificado em resposta às variações na matéria-prima 11 e outros parâmetros. Isto pode se manifestar relaxando as especificações das rochas e adicionando uma tolerância para a variabilidade nas rochas aceitáveis para calcinação. Para ajudar em tal controle, os sistemas de medição, tais como sistemas de análise de raios X podem sem usados para medir as propriedades dos produtos calcinados em tempo real e o C02 produzido pode ser usado para monitorar as operações de cal-cinador totais. Este recurso de resposta rápida exemplifica a flexibilidade da t modalidade descrita para lidar com os problemas práticos no processamento de minerais.

[0078] Outro atributo preferido do material de tubo 17 é que este tem, de preferência, uma emissividade tão alta quanto possível porque um dos principais contribuidores para a transferência de calor ser aquecimento radiativo. Para o aquecimento radiativo ser dominante, a emissividade dos grânulos também é, de preferência, alta. A maioria dos minerais de carbonato tem uma alta emissividade.

[0079] O reator 10 pode ser mantido em uma condição prontidão na qual a matéria-prima 10 é desligada, e o fluxo de vapor superaque-cido 13 reduzido. A matéria-prima estacionária 11 no tremonha 12 po- de ser mantida em uma temperatura suficientemente alta através do trocador de calor (não mostrado) para permitir um processo de recomeço rápido a partir deste modo de prontidão. A capacidade de prontidão permite que o reator 10 seja limpo e inspecionado com tempo de paralisação mínimo. Quando usado com inúmeros reatores conforme descrito abaixo, por exemplo, no módulo calcinador com múltiplos gargalos, esta capacidade permite que qualquer combinação de reatores seja operacional e as outras em prontidão ou desligadas.

[0080] Na modalidade descrita, as taxas de fluxo de vapor supera-quecido e a temperatura do vapor superaquecido em cada segmento de reator e a pressão de vapor superaquecido, podem ser usadas para compensar o desempenho do reator para proporcionar o grau desejado de conversão.

[0081] Com relação ao gerenciamento de energia, o reator descrito é um projeto recuperativo no qual o calor contido nos gases na parte superior do reator 10 e o calor extraído da matéria-prima calcinada no tremonha 23 são usados para aquecer a matéria-prima 11, secar as rochas e aquecer a água para as caldeiras, etc. O gerenciamento do calor em tais sistemas é entendido na técnica para atingir a eficiência máxima. O aquecimento da matéria-prima 11 através dos gases de escape é praticado nos calcinadores existentes, enquanto as condições de operação desejáveis do condensador e do compressor, o meio de secagem, trituração e moagem das rochas em matéria-prima e a operação do superaquecedor para a máxima eficiência são processos industriais entendidos que, quando praticados, permitem que o reator descrito opere em uma eficiência térmica comparável ou melhor que os calcinadores convencionais. Para um produto comparável do material calcinado moído, a única etapa que tem um custo de energia marginalmente maior que o do calcinadores existentes é a trituração da matéria-prima porque o custo de energia por tonelada do produto é mais alto, em torno de 0,2 GJ tonelada"1 devido à redução de massa após a calcinação. A energia gasta pelo vapor para empurrar os grânulos para cima no Injetor 16, através da hélice 18 e dos tro-cadores de calor é relativamente pequena.

[0082] A flexibilidade do projeto de reator descrito é tal que a operação pode ser combinada para se adaptar à disponibilidade de fontes de energia. Por exemplo, a energia para o fluido de troca de calor e o vapor superaquecido pode ser fornecida a partir de outras fontes que incluem, mas não se limita a, aquelas provenientes de estações de energia que usam o vapor para as turbinas, e provenientes de concentradores solares que geram vapor de alta pressão em diversas temperaturas, algumas em excesso de 600°C, dependendo do meio de coleta solar e vapor geotérmico. Estas fontes podem ser usadas, assim como energia elétrica, combustão de carvão e gás etc, dependendo da disponibilidade, preço e impacto ambiental. Existe um requerimento aumentado para que os processos industriais sejam adaptáveis para adequar as condições locais nas quais uma usina opera, incluindo o acesso a fontes de energia e o projeto descrito atender ao requisito.

[0083] A altura do reator calcinador 10 pode ser, por exemplo, cerca de 9-40 metros, para fornecer um período de residência suficiente para que os grânulos reajam no grau desejado (dito 98%) sob as condições de taxas de alimentação de matéria-prima e vapor superaquecido, suas temperaturas, etc. Este comprimento de reator total pode ser separado em segmentos de reator e separadores de grânulo de gás associados se requeridos e conforme descritos acima. O produto calcinado tem uma alta reatividade porque o período de residência é suficientemente curto e a temperatura de calcinação suficientemente baixa, de modo que o processo de têmpera, que ocorre na maioria dos calcinadores, não tem tempo de progredir. Ou seja, o produto é altamente reativo. O reator calcinador 10 é circundado por um isolamento térmico 25, na modalidade descrita que compreende uma abertura de ar no sistema de aquecimento externo 24 e uma camada externa 26 de isolamento térmico sólido. A espessura do isolamento térmico sólido 26 e a eficiência de isolamento são escolhidas de modo que a perda de calor no ar seja minimizada. Os defletores de radiação também podem ser distribuídos. O reator calcinador 10 ou partes do mesmo também podem ser vibrados ou girados, a fim de eliminar o acúmulo de grânulos nas superfícies, utilizando mecanismos entendidos proporcionados por uma unidade de vibração ou rotação 35 acoplada no reator calcinador 10, [0084] A eficiência do reator 10 se encontra, de preferência, entre outros, em um ou mais exemplos: (a) o uso de vapor para catalisar a reação, de modo que a reação possa ser concluída em um passo; (b) o uso de vapor para injetar os grânulos no reator 10 e mover os grânulos através do reator (e posteriormente auxiliado pelos gases de reação); (c) o uso de um tubo reator 17 (selecionado a partir de uma diversidade de formatos) com um diâmetro em que a velocidade de escape dos gases fica entre 20 e 50 m s'1; (d) o uso de uma hélice 18 do tubo reator 17 para limitar a aceleração dos grânulos através do reator 10 e do gás para proporcionar um sistema de reator compacto com o período de residência grânulo desejado, uma transferência de calor rápida entre os grânulos e o gás e uma área superfície alta para a transferência de calor para os grânulos; (e) o uso da hélice 18 para proporcionar o movimento centrífugo que facilita a separação dos grânulos dos gases no separador gás-grânulo 19. (f) o uso da hélice 18 para induzir uma queda de pressão através do reator 10, de modo que a pressão de injeção por vapor no injetor 16 seja alta, a fim de promover a ação catalítica de vapor e a pressão do gás na saída 21 seja baixa, a fim de limitar a pressão parcial do dióxido de carbono e suprimir o efeito da reação de retorno, (g) a separação dos gases dos grânulos em inúmeros estágios durante a reação que usa os segmentos de reator em série, a fim de reduzir o efeito da reação de retorno, permitindo uma redução na temperatura de calcinador. (h) a disposição de co-fluxo do gás e dos grânulos dentro do reator 10 para suportar um sistema de reator estável. (i) um contra-fluxo dos gases de combustão no sistema de aquecimento externo 24 no fluxo de gás e grânulo no tubo 17 para atingir a distribuição de temperatura desejada no reator ca lei nado r 10, 0) a injeção de uma fração da saída de gás do calcinador dentro do sistema de aquecimento externo 24 para limitar a produção de carbono no processo de combustão. (k) o uso de oxigênio em vez de ar como um gás de combustão, ou o uso de uma cerâmica dentro do sistema de aquecimento externo para separar o nitrogênio e o oxigênio.

[0085] A operação do reator calcinador 10 pode ser entendida através do exemplo de calcinação de calcário, para a qual os dados de termodinâmicos e cinéticos importantes encontram-se disponíveis. Khinast et al, Chem Eng Sei, 51, 623-634 (1996), estudaram a reação de calcinação para grânulos com diâmetro d < 100 mícrons a 780°C, sem vapor superaquecido. Eles descobriram que a taxa de reação Irreversível para uma área superfície de S{x) depende da pressão parcial C02 p (com pressão total de 1 atm) foi modelada pela equação: [0086] onde p0 é a pressão de dióxido de carbono de equilíbrio de- terminada a partir da constante de equilíbrio Kp - (1-x)/x p/p0, onde x é o grau de conversão da matéria-prima. A área de superfície de grânulo S(x) se desenvolve durante a reação, e Khinast et al demonstraram que seus resultados podem ser modelados por uma distribuição de poro aleatória que se desenvolve como: [0087] onde S0 é a área de superfície BET em m2/kmor1. Para calcário, S0 é - 2,105 m2 kmol'1. O tempo de reação, kA(0)'1, sem catálise de vapor superaquecido, é 50 segundos a 780°C, com p=Ü (isto é, o arrefecimento sendo suprimido por uma baixa concentração de dióxido de carbono), considerando que o período de residência em um forno convencional seja de muitas horas.

[0088] A redução exponencial da taxa de reação anterior com p demonstra que a taxa anterior é rapidamente arrefecida por dióxido de carbono. Este grande efeito que representa um desafio na calcinação de carbonates, em geral, especialmente quando os materiais de carbonato são circundados por dióxido de carbono proveniente dos gases de combustão. Isto requer que os calcinadores operem em altas temperaturas de modo que p0 > p.

[0089] O processo químico para a calcinação seguirá geralmente uma forma de Arrhenius fornecida por, [0090] onde EAéa energia de ativação e R é a constante de gás. A energia de ativação EA foi determinada por Wang e Thompson, Chem Eng Sei, 50, 1373-1382 (1995) como 197 kJ mol'1 e por Beruto e Searcy, J. Chem. Soc. Faraday Trans 70, 2145-2153 (1974) como 205 kJ mol'1. Esta se compara com a entalpia de reação de 168 kJ mol'1.

[0091] A presença de vapor superaquecido como um catalisador proporciona uma vía alternativa para a reação. Wang e Thompson usaram grânulos muito pequenos (-1 μ), de modo que o impacto dos processos de transporte de massa fosse minimizado. Eles consideraram as pressões parciais de vapor superaquecido < 0,2 atm, e dióxido de carbono a 0,0008 atm, e estudaram o processo na faixa de 440°C a 560°C, Eles mostraram de forma experimental que o efeito catalítico do vapor superaquecido eleva a partir da adsorção de moléculas de água na superfície como a primeira etapa, que induziu um enfraquecimento da ligação de dióxido de carbono ao cálcio através das moléculas de água adsorvidas como a segunda etapa. A adsorção de água seguiu a constante de equilíbrio Kads com uma energia de ligação AHads de 1,5 kJ mol*1, Eles observaram que a taxa de reação é significativamente aumentada à medida que a pressão parcial de vapor superaquecido é aumentada e eles modelaram este comportamento usando o modelo Langmuir-Hinshelwood de catálise de superfície, com: [0092] onde px é a pressão parcial de vapor superaquecido. Nas pressões de vapor superaquecido baixas, a taxa de reação nâo catalisada kA domina, considerando que nas pressões de vapor superaquecido suficientemente altas, onde Kads Px » 1, a taxa de reação catalisada kB domine, Wang e Thompson mediram uma energia de ativação EB para a taxa constante Ka é 247 kJ mol'1, e mostraram que o efeito catalítico torna-se rei a ti va mente mais pronunciado em temperaturas mais altas (isto é, ke/kA aumentam com a temperatura), porém o efeito é parcialmente reduzido na pressão parcial constante de vapor superaquecido devido à ligação da água com os grânulos ser reduzida à medida que a temperatura aumenta. Eles extrapolaram seus resultados em temperaturas mais altas, e mostraram que a razão kçjkA aumenta a partir de 2,0 a 670°C a 14 a 860°C. A rota de catálise tem energia de ativação mais alta que a rota não catalisada, porém entropia de ativação muito menor, o que significa um rota de reação mais simples. Os resultados de Wang e Thompson podem ser estendidos aos grânulos mais largos, supondo que a função S{a) se aplique tanto em kB como and KA. Ou seja, a evolução dos poros é a mesma em ambos os processos.

[0093] Os inventores reconheceram que, com base nas descobertas experimentadas nos respectivos trabalhos mencionados acima, a taxa de reação pode ser reduzida para segundos quando os calcina os grânulos na presença de vapor superaquecido em temperaturas apropriadas para calcinação. A modalidade descrita foi desenvolvida devido ao reconhecimento dos inventores. Além disso, os inventores observaram que a área de superfície do grânulo produzida usando a calcinação rápida excede àquela deduzida pelo modelo acima (isto é, integrando-se a expressão para S(tx)). Deste modo, as taxas de modelo são uma ligação mais baixa nas taxas esperadas.

[0094] As condições de operação preferidas para a modalidade descrita do reator calcinador 10 mostrado na figura 1 são listadas na Tabela 1 para calcário substancialmente puro.

Tabela 1 [0095] Os princípios para as propriedades de reator descritas podem ser adequadamente descritos tratando-se o reator calcínador como um reator uniforme no qual as transferências de calor e massa, conforme descrito acima, fornecem uma temperatura de calcinação média Tc como o resultado da turbulência e da transferência de calor rápida para os grânulos de matéria-prima. Nota-se que uma aproximação mais precisa pode ser considerar o calcínador em cortes para lidar, por exemplo, com a necessidade de que uma taxa mais alta de calor seja fornecida na parte superior do reator 10 do que na base, e ajustar a temperatura de calcinação em cada ponto Tc(z). Entretanto, nos princípios descritos, avalia-se as expressões fornecidas acima são adequadamente proporcionadas, entende-se que Tc(z) é um valor médio nominal.

[0096] Nesta aproximação, as quantidades abaixo são medida ao longo do calcinador, Os equílíbrios de massa e energia para o calcina-dor da figura 1 são dados pelo fluxo de calor dG/dt [0097] Nesta expressão U é o coeficiente de transferência de calor a partir do trocador de calor externo em sua temperatura T0 (média) para os grânulos de matéria-prima na temperatura de calcinação T0 (média), através da área de superfície de calcinador A. As temperaturas de injeção dos reagentes e vapor superaquecído podem ser ajustadas iguais a T0. U é fornecido pela expressão [0098] onde hs é o coeficiente de transferência de calor do fluido de calor externo nas bobinas para a parede de calcinador externa, ôr é a espessura de parede ekéa condutividade de calor do material de parede, e hc é o coeficiente de transferência de calor a partir da parede interna até os grânulos, O coeficiente hc é de particular importância para o processo e é considerado abaixo.

[0099] Na equação de fluxo de calor, o segundo termo contém o calor consumido pela reação na temperatura Tc onde yA é a taxa de matéria-prima rate em kg/s e a* é a extensão da reação fornecida por [00100] onde <kreaçâ0 (Tc)> é taxa média nominal da reação, e xres é o período de residência de reagentes no calcinador, e ΔΗ^ é a ental-pia de reação em J kg'1, O terceiro termo é a alteração de calor dos reagentes que entram no calcinador em temperatura Tm, e são misturados com a temperatura de reação T0. O quarto termo é a alteração de calor do vapor superaquecído que é injetado em uma taxa Yvapor na temperatura Ts e sai na temperatura Tc.

[00101] A temperatura média de calcinador em estado estacionário, Tc, é a temperatura em que dQ/dt = 0, [00102] Embora este modelo aproximado seja útil para o ensinamento dos princípios do calcinador descrito 10, o mesmo não leva em conta algumas propriedades importantes da modalidade descrita. Em primeiro lugar, a temperatura no reator 10 Tc (z) varia muito ao longo do eixo geométrico vertical em resposta à taxa de transferência de calor limitada através das paredes de calcinador. Em segundo lugar, a pressão de gás no reator 10 é mantida na pressão de vapor supera-quecído nominal ps regulando-se o fluxo de gases a partir do escapa-mento 30. O dióxido de carbono produzido na reação aumenta a taxa de fluxo dos gases misturados através do reator 10 para reter esta pressão total, porém a pressão parcial varia ao longo do reator 10. Deste modo, no injetor 16 o gás é vapor muito superaquecido em pressão pm, embora no escapamento 21 o gás seja uma mistura de vapor superaquecido e dióxido de carbono liberado, também em ps. Isto afeta o arrefecimento da reação e, deste modo, o rendimento.

[00103] Se as contribuições menores aumentam a partir dos diferenciais de temperatura da matéria-prima e o vapor superaquecido é negligenciado, a condição de operação de calcinador é dada por [00104] Para a reação completa, de modo que a*1.

[00105] Esta aproximação ajusta essencialmente os parâmetros do projeto da troca de calor entre o fluído de troca de calor e os grânulos de matéria-prima.

[00106] A transferência de calor é considerada para o Calcinador da Tabela 1 com base nos dois segmentos de uma forma mostrada na figura 1. Um tubo com 24 m de comprimento, um diâmetro de 0,30 m é formado como uma hélice com um diâmetro centro a centro de 0,76m com 10 voltas. Quando usado para calcinar calcário com taxas de matéria-prima em 1,45 kg s"1, 2,6 MW de calor são requeridos para a reação, e isto é proporcionado através da superfície externa de 25 m2 exposta na fonte de calor. Isto corresponde a uma eficiência de transferência de calor de cerca de 100 kW m'2. Na modalidade descrita, o dióxido de carbono essencialmente puro é produzido na taxa de 0,44 toneladas de dióxido de carbono por tonelada de calcário, com base nos parâmetros listados na Tabela 1 acima. Em um calcinador convencional aquecido através da combustão de LPG em ar, pode existir 0,65 tonelada de dióxido de carbono produzidas por tonelada de calcário. Esta pode ser misturada com 0,5 tonelada de nitrogênio do ar requerido para a combustão, para fornecer uma pressão parcial que é, no máximo, somente 45% de dióxido de carbono. Em calcinadores convencionais, este é liberado para o ambiente e contribui com o aquecimento global. A separação "pós-combustão" destes gases é de interesse considerável na redução de emissões de dióxido de carbono, porém os custos das tecnologias atuais são tão altos que é impraticável usá-las deste modo. Em contraste, na modalidade descrita o dióxido de carbono é essencialmente produzido em forma pura, e esta etapa de separação não é requerida. Mesmo se a combustão tiver sido usada para fornecer o calor para a reação de calcinação e as 0,22 tonelada de dióxido de carbono por tonelada de calcário processadas forem liberadas, a compressão e "geosequestration" das 0,44 tonelada restantes resultam na redução de emissões de dióxido de carbono proveniente da calcinação em 68%.

[00107] Será avaliado que o peso do reator calcinador 10 conforme descrito na modalidade com referência à figura 1 é muito menor em volume e peso do que um forno convencional com o mesmo rendimen- to porque o período de residência de 1-10 segundos é algumas ordens de magnitude mais curta do que a de um calcinador convencional. Deste modo, o peso de material que é tratado no calcinador é da ordem de quilogramas comparada com centenas de toneladas. A figura de mérito do reator calcinador 10 pode ter cerca de 1600 tonela-da/h/tonelada de carga, comparada com um calcinador convencional de cerca de 0,2 tonelada/h/tonelada de carga.

[00108] As eficiências térmicas do reator calcinador descrito 10 dependem principalmente das eficiências associadas com a recuperação de calor dos produtos e gases de escape para a matéria-prima e o fluido de troca de calor, assim como as perdas de calor das superfícies de reator calcinador. Tal recuperação é amplamente independente do processo de calcinação e a melhor prática pode ser aplicada, considerando as perdas de superfície escalonadas com as áreas de superfície relativa dos calcinadores. O custo de mediação das escalas de perdas de calor de superfície com a área de superfície de calcinador. O reator calcinador 10 da modalidade descrita também tem uma vantagem em termos de custos de manutenção de eficiência térmica. Em um calcinador convencional, o material isolante colocado no interior do forno, é muito caro, e é submetido a atrito significativo que requer o revestimento frequente do forno, muitas vezes após uma falha catastrófica do revestimento. Por comparação, o atrito de superfície na modalidade descrita é desprezível, a superfície interna do tubo 17 pode ser de aço inoxidável e o isolante térmico 26 é colocado na parte externa do reator 10 onde o mesmo não é submetido ao atrito ou ataque químico, os detalhes adicionais do isolamento são discutidos abaixo.

[00109] Na modalidade descrita, as rochas são trituradas antes da calcinação, considerando que, para um produto equivalente de um calcinador convencional, o material processado é triturado após calcinação, quando a massa das rochas tiver sido significativamente redu- zida através da reação de calcinação. Nas situações em que a dureza das rochas e dos produtos calcinados é similar, conforme geralmente é o caso, existe um custo de rede de energia devido à energia gasta nas escalas de moagem principalmente com massa. A trituração e a moagem são entendidas na técnica, e o custo de energia por tonelada de materiais de moagem, tal como calcário nos tamanhos de rede usados nesta invenção é de cerca de 0,3-0,4 GJ tonelada'1. Para o calcário, a alteração de massa é de 45%, e a penalidade de energia é, consequentemente, 0,15-0,2 GJ tonelada'1 de rochas. A energia para triturar os materiais é, entretanto, dependente da matéria-prima e do grau de combustão do material calcinado, de modo que estas são apenas estimativas. Esta penalidade precisa ser avaliada contra o calor irredutível da reação de 3,18 GJ tonelada"1 para cal, e as perdas térmicas típicas de 0,4 GJ tonelada"1. Será evidente para as pessoas versadas na técnica que esta penalidade é marginal e pode ser desviada através dos benefícios demonstráveis descritos acima. A análise acima é baseada nas figuras de mérito derivadas através da comparação da modalidade descrita com os calcinadores convencionais. Isto é significativo para a comparação, se os processos descritos no presente documento servirem para fornecer rendimentos comparáveis àqueles dos calcinadores convencionais. Os calcinadores convencionais podem ter um rendimento de cerca de 30 toneladas h"1, porém tem, mais tipicamente, cerca de 20 toneladas h"1. Será avaliador por uma pessoa versada na técnica que as modalidades do tipo descrito no presente documento podem ser representadas em escala para igualar ou excederem os rendimentos de calcinadores convencionais através de escolha de parâmetro de projeto apropriada com base em análise teórica dos processos de fundamento, e em conjunto com resultados de processamento experimental ou operacional.

[00110] Os calcinadores existentes são sistemas grandes e pesa- dos que não são influenciáveis em uma abordagem de módulo como àquela descrita acima com referência à figura 2, para uma modalidade de exemplo da presente invenção. Os calcinadores existentes requerem o revestimento periódico do calcinador, que consiste em um processo dispendioso e que consome tempo. Em contraste, a abordagem de módulo permite a manutenção de rotina e inspeção ocorra de módulo a módulo com interrupção mínima da produção total, assim como, de reator a reator através da capacidade de prontidão/ligado-desligado. também, os módulos de calcinador de tais modalidades de exemplo podem ser remanejados, por exemplo, em novos locais de escavação, para obterem demandas e oportunidades imediatas.

[00111] O reator calcinador 10 descrito na figura 1 é, geralmente, mais aplicável em minerais de calcinação diferentes do calcário. Uma ampla demonstração é que a calcinação é o processo químico que é ativado por calor e inclui desidratação, assim como, descarbonização, com ou sem vapor superaquecido. Os materiais de partida são, em geral, carbonatos, porém hidróxidos também calcinam em óxidos e os materiais hidratados são desidratados. Em muitas reações químicas (diferentes da desidratação), é muito provável que o vapor superaquecido auxilie a maior parte de tais processos devido ao fato de a molécula de água ser um ligante lábil bem estabelecido para quase todos os íons metálicos e, portanto, as intermediações químicas que envolvem água podem ser engendradas pela presença de vapor superaquecido. Mesmo onde não ocorrer a catálise, podem existir vantagens em usar o processo das modalidades descritas em que papel do vapor superaquecido ou de outros gases injetados é promover, principalmente a transferência de calor para os grânulos. Ou seja, geralmente, a moagem fina da matéria-prima irá remover o impacto de processo de transferência de calor e transferência de massa de decomposição e aprimorar a etapa de reação química. As condições de operação do reator calcinador 10 descritas podem ser prontamente adaptadas em qualquer processo de calcinação em que a calcinação pode ser acomodada dentro do período de residência de matéria-prima que passa através do sistema. As modalidades descritas podem ser aplicadas ao processamento de magnesita, dolomita e calcário com as seguintes condições de processo principalmente relacionadas com a temperatura de calcinação.

[00112] Quando a temperatura de calcinação é ajustada entre cerca de 850°C a 950°C para uma taxa de injeção de matéria-prima de cerca de 1,4 kg s'1 com a pressão de gás mantida entre cerca de 0,2 e 3 atm e uma taxa de injeção de vapor superaquecido entre cerca de 0,5 e 0,05 kg s'1 calcário/calcita (CaC03) calcina em cal (CaO), a dolomita (CaC03-MgC03) calcina em produto completamente calcinado CaO-MgO e a magnesita (MgC03) calcina em óxido de magnésio (MgO). O requerimento de temperatura é determinado pelo arrefecimento da taxa de calcinação por dióxido de carbono.

[00113] Quando a temperatura externa do reator é mantida em mantido em cerca de 500-650°C, para uma taxa de injeção de matéria-prima de cerca de 1,4 kg s'1 e uma pressão de gás mantida entre cerca de 0,2 e 3 atm e uma taxa de injeção de vapor superaquecido entre cerca de 0,5 e 0,05 kg s'1, a magnesita e a dolomita são calcinadas.

[00114] Quando a temperatura de calcinação é ajustada entre cerca de 450° e 550°C, o calcário não é calcinado e a magnesita calcina em óxido de magnésio.

[00115] Para calcinar materiais hidratados, a temperatura externa do reator é mantida em cerca de 200-400°C para uma taxa de injeção de matéria-prima de cerca de 1 kg s"1, a pressão de gás é mantida entre cerca de 0,2 e 3 atm e uma taxa de injeção de gás não reativo entre cerca de 0,5 e 0,05 kg s'1.

[00116] A faixa de temperaturas explica a presença de impurezas encapsuladas, tal como sílica, nas rochas que geralmente aumentam a temperatura de calcinação referida acima daquela das rochas puras.

[00117] Somente quanto ao processamento de calcário, a temperatura de calcinação para o processamento de magnesita é uns 50°C mais baixa que aquela usada para a calcinação convencional. A ação catalítica de vapor superaquecido é uma propriedade mais geral para calcinar materiais.

[00118] Entende-se que a composição de minerais varia dependendo não somente da área de um local que é escavado, mas também de regiões geológicas diferentes. Para confirmar a suficiência de um período de residência curto sob catálise de vapor superaquecido (isto é, da ordem de 1 a 10 segundos), um calcinador de teste foi construído para processamento em lote. Os lotes de grânulos entre 0,2 e 2 kg foram pesados e, então, calcinados em um único passo com um período de residência de cerca de 3 segundos sob as condições de catálise de vapor superaquecido para cada lote. Um minério de magnesita proveniente da China analisado em 97% de MgC03 foi moído em um tamanho médio de 125 mícrons e uma peneira com um tamanho de rede de 230 mícrons foi usado para remover os grânulos dimensionados a partir da distribuição e para preparar cargas de 700 gm. O dióxido de carbono disponível a partir desta carga foi de 354 gm. As execuções de teste foram conduzidas com 1 atm de vapor superaquecido a 485°C e uma temperatura de parede câmara de reator média de 484°C. A partir da perda de peso medida, a conversão foi calculada. A perda de dióxido de carbono foi confirmada por análise química. Uma conversão de magnesita em magnésia de até 97% foi obtida nestes testes.

[00119] A reatividade dos materiais produzidos pela calcinação de vapor superaquecido no reator descrito 10 é muito alta, conforme evidenciada pela taxa de hidratação do produto comparada com os materiais produzidos por meio convencional. Isto ocorre porque o material perde seu peso mais rapidamente do que a estrutura pode sintetizar para reduzir sua energia de superfície livre. Deste modo, em alguns segundos transita através do reator 10, a massa de matéria-prima 11 é muito esgotada e existe um acúmulo de pressão em quaisquer áreas do grânulo que podem, de outro modo, tender a se vedarem, conforme evidenciado pelo decrepitação que pode resultar do material. Deste modo, os materiais têm uma área de superfície muito alta e, assim, uma alta reatividade. Em alguns casos, a reatividade é adicionalmente aumentada pela presença de defeitos químicos no material que forma os centros de reação. Ou seja, a rápida calcinação produz materiais com mais centros de defeito, assim como uma área de superfície alta comparada com a calcinação convencional, Se um material menos reativo for requerido, sabe-se que os materiais podem ser rapidamente sintetizados em uma atmosfera de dióxido de carbono e vapor supera-quecido em alta temperatura. Em reações de muita demanda, tal absorção regenerável, é conhecida pelo fato de que um superabsorvente pode ser formado através da fabricação de materiais que têm uma área de superfície mesoporosa alta. Os mesoporos são menos propensos a obstrução de poro comparada com os microporos e, então, a eficiência da rápida absorção é aumentada. Por exemplo, os grânulos de calcário calcinados têm um rendimento de recarbonatação de 30% comparados com cerca de 90% para um material mesoporoso. Os materiais produzidos pelo reator descrito 10 são geralmente mesoporosos e atuam como superabsorventes.

[00120] A figura 3 mostra um desenho de CAD de uma vista em corte transversal isométrico de um reator calcinador 300, de acordo com uma modalidade de exemplo.

[00121] A figura 4 mostra a CAD um desenho de CAD de uma vista em corte transversal isométrico de um reator calcinador em dois estágios 400, de acordo com uma modalidade de exemplo.

[00122] A figura 5 mostra um fluxograma 500 que ilustra um método para a calcinação de minerais, de acordo com uma modalidade de exemplo. Na etapa 502, os grânulos de uma matéria-prima são movidos através de um segmento de reator verticalmente disposto em um fluxo granular sob pelo menos um entre um grupo que consiste em uma força de vapor, uma força gravitacional e uma força centrífuga. Na etapa 504, as forças horizontais foram conferidas nas partículas que passam através do segmento de reator em uma direção vertical. Na etapa 506, o calor é fornecido para os grânulos que fluem dentro do segmento de reator através da transferência de calor da parede do segmento de reator. Na etapa 508, um gás superaquecido é introduzido no segmento de reator para criar condições de um sistema multifá-sico gás-sólido. Na etapa 510, os produtos de gás são lavados pelo menos parcialmente a partir do segmento de reator sob o fluxo do gás superaquecido.

[00123] O processo/método e aparelho descritos para calcinar têm muitas vantagens que incluem: - Reduzir substancialmente as emissões de dióxido de carbono proveniente da calcinação de carbonatos comparada com os cal-cinadores convencionais produzindo-se essencialmente dióxido de carbono puro a partir da etapa de calcinação, permitindo que um meio custo eficaz aumente a captura de carbono em pelo menos cerca de 68% das emissões totais produzidas usando os combustíveis convencionais, tal como LPG para combustão. Este dióxido de carbono substancialmente puro pode ser comprimido e usado em outros processos industriais ou permanentemente capturado por sequestro, sem a necessidade da etapa de processo dispendiosa de separação de gases conforme seria requerida para a captura de carbono proveniente de calcinadores convencionais. Ademais, o processo de calcinação pode usar o calor gerado a partir de uma diversidade de fontes diferentes da combustão, incluindo o uso de vapor gerado a partir de um concentrador solar ou de uma usina de energia. Em princípio, o processo pode operar com nenhuma emissão de dióxido de carbono através da combinação de uso de fontes de energia alternativas para aquecimento e sequestro do dióxido de carbono puro produzido por calcinação. - Reduzir o período de residência de matéria-prima no cal-cinador na ordem de segundos comparada com horas para o calcina-dor convencional que opera a cerca de 1000°C, através de um reator no qual o tempo de trânsito de um grânulo matéria-prima médio através do reator é de alguns segundos como um resultado do fluxo granular e o uso de vapor superaquecido como um catalisador e matéria-prima finamente moída que aumenta a taxa de reação de modo que a reação de calcinação ocorra no grau desejado dentro deste tempo de trânsito. Isto reduz o tamanho e o custo capital de um calcinador. - Reduzir o efeito deletério do arrefecimento da reação por dióxido de carbono quando calcinar carbonatos, o que limita os calci-nadores convencionais que são aquecidos por combustão dentro do forno, separando-se os processos de geração de calor da calcinação ao usar uma fonte de calor externa e fazer uso da transferência de calor eficiente para os grânulos de matéria-prima que resultam do aquecimento radiativo direto dos grânulos e o aquecimento indireto do fluxo turbulento do gás na superfície de calcinador e a transferência de calor eficiente a partir do gás para o grânulo em virtude da fricção do fluxo granular com o gás. - Reduzir a temperatura de calcinação a partir daquela requerida por calcinadores convencionais, conforme mostrado pela calcinação de calcário a cerca 925°C comparada com 960-1100°C para a maioria dos calcinadores, ao se aproveitar da taxa de reação rápida e lavar o dióxido de carbono proveniente do calcinador através do vapor superaquecido e dos separadores. - Reduzir o tempo de resposta do calcinador, de modo que seja da ordem de segundos a minutes, de modo que as condições de processo possam ser ajustadas quase instantaneamente para se obter as variações na matéria-prima ou as especificações de produto calcinado; e permitir um modo de prontidão a partir do qual o processamento pode começar quase instantaneamente e permitir que o sistema ligue e desligue rapidamente com atrasos e perdas de matéria-prima mínimos. As últimas perdas podem ser da ordem de quilogramas, comparadas com tais tempos em um calcinador convencional no qual as escalas de tempo são horas e as perdas de produto são dezenas de toneladas. - Produzir produtos calcinados altamente reativos através do uso de um projeto de calcinador no qual o período de residência é curto comparado com o tempo para induzir a têmpera dos produtos, comparado com os calcinadores convencionais em que a reatividade de produto é reduzida pela têmpera dos produtos devido ao período de residência mais longo. O método pode produzir, por exemplo, cais su-perabsorventes a partir de calcário e magnesita superabsorventes de magnésia em uma única etapa. - Exibir pequeno atrito das paredes de calcinador ao operarem sob uma condição na qual a fração de volume de matéria-prima no reator é pequena, de modo que o mecanismo de atrito de calcinadores convencionais a partir da carga não seja aplicável.

[00124] Será avaliado por uma pessoa versada na técnica que inúmeras variações e/ou modificações podem ser feitas na presente invenção, conforme mostrado nas modalidades específicas, sem sair do espírito ou escopo da invenção, conforme amplamente descrito. As presentes modalidades devem, portanto, ser consideradas em todos os aspectos como ilustrativas e não restritivas.

REIVINDICAÇÕES

Claims

1. Sistema (10) para calcinação de minerais compreendendo: um segmento de reator verticalmente disposto (17) configurado para transmitir forças horizontais em partículas que passam através da câmara do reator em uma direção vertical; uma unidade injetora (16) para receber matéria-prima granular (11), a unidade injetora (16) sendo disposta em porção superior do segmento de reator, através do qual os grânulos de matéria-prima se movem através do segmento de reator em um fluxo granular sob pelo menos um dentre um grupo consistindo em uma força de vapor, força gravitacional e uma força centrífuga; uma ou mais entradas formadas no segmento de reator para introduzir um gás superaquecido (13) dentro do segmento de reator para criar condições de um sistema polifásico de gás-sólido; e uma ou mais aberturas de exaustão (21) formadas no segmento de reator de modo que produtos de gás sejam pelo menos parcialmente descarregados do segmento de reator sob o fluxo de gás superaquecido a partir das entradas para as aberturas de escape. caracterizado pelo fato de que ainda compreende uma unidade de troca de calor do reator (24) termicamente acoplada a uma parede do segmento de reator para fornecer calor aos grânulos que fluem dentro do segmento de reator através de transferência de calor através das paredes da câmara do reator;

2. Sistema, de acordo com a reivindicação 1, caracterizado pelo fato de que segmento de reator (17) compreende uma ou mais câmaras de reator (204,206), e um ou mais separadores gás-grânulo (19,202) acoplados às câmaras de reatores que utilizam um turbilhão formado a partir da passagem do material através das câmaras do reator para separar os produtos de gás dos grânulos.

3. Sistema de acordo com a reivindicação 1 ou 2, caracterizado pelo fato de que a unidade de troca de calor do reator utiliza aquecimento distribuído sem chama, e pelo menos uma das aberturas de exaustão é acoplada à unidade de troca de calor do reator para direcionar uma porção dos produtos de gás em combustível para o aquecimento distribuído sem chama de modo a facilitar a supressão de pirólise.

4. Sistema, de acordo com qualquer uma das reivindicações 1 a 3, caracterizado pelo fato de que o segmento de reator compreende um ou mais tubos lineares como câmaras de reator e um ou mais separadores de partículas de gás, os separadores de gás transmitindo as forças horizontais sobre as partículas.

5. Sistema, de acordo com qualquer uma das reivindicações 1 a 4, caracterizado pelo fato de que o segmento de reator compreende um ou mais tubos espirais respectivamente formados em uma espiral (18) como câmaras de reator.

6. Sistema, de acordo com a reivindicação 5, caracterizado pelo fato de que as aberturas de exaustão compreendem uma coluna central (20) formada dentro de uma circunferência interna do tubo em espiral, por meio do qual o sistema apresenta um contra fluxo de produtos de gás com relação aos grânulos no tubo em espiral.

7. Sistema, de acordo com a reivindicação 6, caracterizado pelo fato de que ainda compreende um tubo transportador acoplado ao injetor e disposto dentro da coluna central, para transportar os grânulos a partir de uma base do segmento do reator para o injetor.

8. Método para calcinação de minerais compreendendo as etapas de: mover grânulos de uma matéria bruta através de um segmento de reator disposto verticalmente (17) em um fluxo granular sob pelo menos um de um grupo consistindo em um força de vapor, força gravitacional, e uma força centrífuga; transmitir forças horizontais sobre as partículas que passam através do segmento de reator em uma direção vertical; introduzir o gás superaquecido (13) no segmento de reator para criar condições de um sistema multifásico gás-sólido; e fazer fluir produtos de gás pelo menos parcialmente a partir do segmento de reator sob o fluxo do gás superaquecido; caracterizado pelo fato de que ainda compreende a etapa de proporcionar calor aos grânulos que fluem dentro do segmento de reator por meio de transferência de calor através da parede do segmento de reator;

9. Método, de acordo com a reivindicação 8, caracterizado pelo fato de que ainda compreende separar os produtos de gás dos grânulos utilizando um vórtice formado a partir da passagem do material através da câmara do reator.

10. Método, de acordo com a reivindicação 8 ou 9, caracterizado pelo fato de que ainda compreende utilizar uma unidade de aquecimento distribuído sem chama (24) para aquecer a parede da câmara do reator, e direcionar uma parte dos produtos do gás no combustível para a unidade de aquecimento para facilitar a supressão da pirólise.

11. Método, de acordo com qualquer uma das reivindicações 8 a 10, caracterizado pelo fato de que o segmento do reator compreende um ou mais tubos lineares como câmaras do reator (204,206) e um ou mais separadores de partícula de gás (19), os separadores de gás transmitindo forças horizontais sobre as partículas.

12. Método, de acordo qualquer uma das reivindicações 8 a 11, caracterizado pelo fato de que o tempo de residência dos grânulos no segmento do reator é menos do que 10 segundos.

13. Método, de acordo qualquer uma das reivindicações 8 a 12, caracterizado pelo fato de que os grânulos têm uma distribuição de tamanho entre 40 mícrons a 250 mícrons.

14. Método, de acordo com a reivindicação 8, caracterizado pelo fato de que emprega um sistema (10) que compreende: um segmento de reator verticalmente disposto (17) configurado para transmitir forças horizontais em partículas que passam através da câmara do reator em uma direção vertical; uma unidade injetora (16) para receber matéria-prima granular (11), a unidade injetora (16) sendo disposta em porção superior do segmento de reator, através do qual os grânulos de matéria-prima se movem através do segmento de reator em um fluxo granular sob pelo menos um dentre um grupo consistindo em uma força de vapor, força gravitacional e uma força centrífuga; uma unidade de troca de calor do reator (24) termicamente acoplada a uma parede do segmento de reator para fornecer calor aos grânulos que fluem dentro do segmento de reator através de transferência de calor através das paredes da câmara do reator; uma ou mais entradas formadas no segmento de reator para introduzir um gás superaquecido (13) dentro do segmento de reator para criar condições de um sistema polifásico de gás-sólido; e uma ou mais aberturas de exaustão (21) formadas no segmento de reator de modo que produtos de gás sejam pelo menos parcialmente descarregados a partir do segmento de reator sob o fluxo de gás superaquecido a partir das entradas para as aberturas de escape; em que o segmento de reator (17) compreende um ou mais tubos espirais respectivamente formados dentro de uma hélice como câmaras de reator (204,206), em que as aberturas de exaustão (21) compreendem uma coluna central (20) formada dentro de circunferências internas do tubo espiral, de moo que o sistema exibe um contra fluxo de produtos de gás com relação aos grânulos no tubo espiral, o sistema anda compreendendo um tubo de transporte (15) acoplado ao injetor e disposto dentro da coluna central, para transportar os grôanulos a partir de uma base do segmento de reator para o injetor, em que os grânulos são transportados através do tubo de transporte sob a força do gás superaquecido, de modo que o injetor funciona como a ou uma das entradas para introduzir o gás superaquecido dentro do tubo espiral.