CN104204424A - 具有集成的有机朗肯循环的费托反应器 - Google Patents

具有集成的有机朗肯循环的费托反应器 Download PDF

Info

Publication number
CN104204424A
CN104204424A CN201280061171.4A CN201280061171A CN104204424A CN 104204424 A CN104204424 A CN 104204424A CN 201280061171 A CN201280061171 A CN 201280061171A CN 104204424 A CN104204424 A CN 104204424A
Authority
CN
China
Prior art keywords
reactor
temperature
freezing mixture
liquid coolant
heat
Prior art date
Legal status (The legal status is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the status listed.)
Pending
Application number
CN201280061171.4A
Other languages
English (en)
Inventor
K·J·迪格诺瓦
G·A·小胡夫
B·B·博特罗斯
J·G·布里森
Current Assignee (The listed assignees may be inaccurate. Google has not performed a legal analysis and makes no representation or warranty as to the accuracy of the list.)
Massachusetts Institute of Technology
BP Corp North America Inc
Original Assignee
Massachusetts Institute of Technology
BP Corp North America Inc
Priority date (The priority date is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the date listed.)
Filing date
Publication date
Application filed by Massachusetts Institute of Technology, BP Corp North America Inc filed Critical Massachusetts Institute of Technology
Publication of CN104204424A publication Critical patent/CN104204424A/zh
Pending legal-status Critical Current

Links

Classifications

    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F01—MACHINES OR ENGINES IN GENERAL; ENGINE PLANTS IN GENERAL; STEAM ENGINES
    • F01K—STEAM ENGINE PLANTS; STEAM ACCUMULATORS; ENGINE PLANTS NOT OTHERWISE PROVIDED FOR; ENGINES USING SPECIAL WORKING FLUIDS OR CYCLES
    • F01K3/00—Plants characterised by the use of steam or heat accumulators, or intermediate steam heaters, therein
    • F01K3/18—Plants characterised by the use of steam or heat accumulators, or intermediate steam heaters, therein having heaters
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C10—PETROLEUM, GAS OR COKE INDUSTRIES; TECHNICAL GASES CONTAINING CARBON MONOXIDE; FUELS; LUBRICANTS; PEAT
    • C10G—CRACKING HYDROCARBON OILS; PRODUCTION OF LIQUID HYDROCARBON MIXTURES, e.g. BY DESTRUCTIVE HYDROGENATION, OLIGOMERISATION, POLYMERISATION; RECOVERY OF HYDROCARBON OILS FROM OIL-SHALE, OIL-SAND, OR GASES; REFINING MIXTURES MAINLY CONSISTING OF HYDROCARBONS; REFORMING OF NAPHTHA; MINERAL WAXES
    • C10G2/00—Production of liquid hydrocarbon mixtures of undefined composition from oxides of carbon
    • C10G2/30—Production of liquid hydrocarbon mixtures of undefined composition from oxides of carbon from carbon monoxide with hydrogen
    • C10G2/32—Production of liquid hydrocarbon mixtures of undefined composition from oxides of carbon from carbon monoxide with hydrogen with the use of catalysts
    • C10G2/34—Apparatus, reactors
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F01—MACHINES OR ENGINES IN GENERAL; ENGINE PLANTS IN GENERAL; STEAM ENGINES
    • F01K—STEAM ENGINE PLANTS; STEAM ACCUMULATORS; ENGINE PLANTS NOT OTHERWISE PROVIDED FOR; ENGINES USING SPECIAL WORKING FLUIDS OR CYCLES
    • F01K13/00—General layout or general methods of operation of complete plants
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F01—MACHINES OR ENGINES IN GENERAL; ENGINE PLANTS IN GENERAL; STEAM ENGINES
    • F01K—STEAM ENGINE PLANTS; STEAM ACCUMULATORS; ENGINE PLANTS NOT OTHERWISE PROVIDED FOR; ENGINES USING SPECIAL WORKING FLUIDS OR CYCLES
    • F01K25/00—Plants or engines characterised by use of special working fluids, not otherwise provided for; Plants operating in closed cycles and not otherwise provided for
    • F01K25/08—Plants or engines characterised by use of special working fluids, not otherwise provided for; Plants operating in closed cycles and not otherwise provided for using special vapours
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F01—MACHINES OR ENGINES IN GENERAL; ENGINE PLANTS IN GENERAL; STEAM ENGINES
    • F01K—STEAM ENGINE PLANTS; STEAM ACCUMULATORS; ENGINE PLANTS NOT OTHERWISE PROVIDED FOR; ENGINES USING SPECIAL WORKING FLUIDS OR CYCLES
    • F01K7/00—Steam engine plants characterised by the use of specific types of engine; Plants or engines characterised by their use of special steam systems, cycles or processes; Control means specially adapted for such systems, cycles or processes; Use of withdrawn or exhaust steam for feed-water heating
    • F01K7/02—Steam engine plants characterised by the use of specific types of engine; Plants or engines characterised by their use of special steam systems, cycles or processes; Control means specially adapted for such systems, cycles or processes; Use of withdrawn or exhaust steam for feed-water heating the engines being of multiple-expansion type
    • Y—GENERAL TAGGING OF NEW TECHNOLOGICAL DEVELOPMENTS; GENERAL TAGGING OF CROSS-SECTIONAL TECHNOLOGIES SPANNING OVER SEVERAL SECTIONS OF THE IPC; TECHNICAL SUBJECTS COVERED BY FORMER USPC CROSS-REFERENCE ART COLLECTIONS [XRACs] AND DIGESTS
    • Y02—TECHNOLOGIES OR APPLICATIONS FOR MITIGATION OR ADAPTATION AGAINST CLIMATE CHANGE
    • Y02E—REDUCTION OF GREENHOUSE GAS [GHG] EMISSIONS, RELATED TO ENERGY GENERATION, TRANSMISSION OR DISTRIBUTION
    • Y02E50/00—Technologies for the production of fuel of non-fossil origin
    • Y02E50/30—Fuel from waste, e.g. synthetic alcohol or diesel

Landscapes

  • Engineering & Computer Science (AREA)
  • Chemical & Material Sciences (AREA)
  • Combustion & Propulsion (AREA)
  • Mechanical Engineering (AREA)
  • General Engineering & Computer Science (AREA)
  • Oil, Petroleum & Natural Gas (AREA)
  • Chemical Kinetics & Catalysis (AREA)
  • General Chemical & Material Sciences (AREA)
  • Organic Chemistry (AREA)
  • Engine Equipment That Uses Special Cycles (AREA)
  • Organic Low-Molecular-Weight Compounds And Preparation Thereof (AREA)
  • Production Of Liquid Hydrocarbon Mixture For Refining Petroleum (AREA)

Abstract

利用来自费托合成反应器的产物流作为同样的费托反应器中冷却剂的用于回收热量的工艺。该流随后被用作相关有机朗肯循环的工作流体。通过该方式，费托反应器的废热在费托设备内能够被有效地转换成轴功。该费托流体能够随后被再循环到设备产物流中。

Description

具有集成的有机朗肯循环的费托反应器
背景技术
费托(Fischer Tropsch)合成是将含有氢气和一氧化碳的合成气体(合成气)转变成长链烃产品的催化工艺。自从其由Franz Fischer和Hans Tropsch在20世纪20年代发明，该工艺及在其上的变型已经被普遍用于煤到液体以及气体到液体的操作。费托凝缩法是一种在合适的催化剂的存在以及通常在高温(例如100-350℃，125-300℃，或优选地175-250℃)和/或高压(例如5-100bar，或优选地12-50bar)下将一氧化碳和氢气转变为较长的链烃的反应，主要是石蜡系烃。费托反应是放热的，每个“CH2”的形成约产生145kJ的热量。费托法能够被用于制备多种烃燃料，包括LPG，石脑油，煤油和柴油馏分。费托产物选择性依赖于温度和压强，所以为了获得所需的产品混合物以及避免催化剂损坏，反应热被迅速带走是重要的。温度升高可以导致不期望的甲烷选择性或碳沉积。在Amsterdam：4：Elsevier，2006的Steynberg，Andre和Mark Dry的Fischer-TropschTechnology。沸水通常被用作费托反应器的冷却剂，以及由此形成的蒸气能够被用于产生轴功。
有机朗肯循环的概念至少追溯到1962年，当时H.Tabor和L.Bronicki申请了一种蒸气轮机的专利，其目的在于提供“一种基于在离开排气的蒸气通常是过热的朗肯循环中来运行涡轮机的方法”。参见Tabor等人的专利号为No.3,040,528的美国专利。通过使用回收器系统，Tabor和Bronicki能够将基于使用重流体的朗肯循环的效率提高到与基于使用蒸气的类似系统的效率相当或更高。有机朗肯循环在过去五十年不断被发展，现在被广泛地用于从低温热源产生电力的方法。参见Quoilin Sylvain和Vincent Lemort在2009年4月14-17日的第五届工业中能源经济和管理欧洲会议上发表的“Technological andEconomical Survey of Organic Rankine Cycle Systems”。
用于这些有机朗肯循环的很多工作流体已经被提出和发展。最新的专利包括一种工作流体的发展，其是“商业上可行的，有机的，可在宽的温度范围内工作的，热稳定的，具有高自燃温度的，低冰点和高临界温度的，和对环境友好的以及对人类使用安全的”。参见Zimron等的专利号为No.7,225,621的美国专利，其在此通过引用并入本文。费托法已被建议作为所谓的双源有机朗肯循环(DORC)的有机朗肯循环的一种变型的潜在的热源。DORC的发明人已经指出存在有很多非常重要的(且被忽略的)大量的低级和中级的废热可以是同时可使用的情况。费托合成(FTS)反应器在500K-650K下剩余了数百兆瓦，且低温下在冷凝器中被剩余的量较小”。参见Dory F.D.于2007年11月25日提交的题为“High-Temperature Dual-Source Organic Rankine Cycle with GasSeparations”的美国专利公开No.20100300093A1(序列号No.12/673,554)，其在此通过引用并入全文。因此，存在研发用于从使用有机朗肯循环的费托法中回收废热的改良工艺的可能。
发明内容
在本发明的一个实施例中，一种工艺使用来自费托合成反应器的产物流作为该同样的费托反应器的冷却剂。然后所述流在相关有机朗肯循环中被用作工作流体。通过该方式，费托反应器的废热能够被有效地转换成费托设备中的轴功。然后费托流体能够再循环到反应器产物流中。
在本发明的另一个实施例中，一种用于回收废热的工艺，包括将高压有机液体冷却剂流引入反应器换热系统的冷侧，在这里通过将冷却剂蒸发成冷却剂蒸气流，冷却剂优选在近乎恒定的温度条件下提供反应器的冷却，从反应器换热系统的冷侧去除冷却剂蒸气流，将冷却剂蒸气流引入有机朗肯循环从而产生功并将冷却剂蒸气流转换为高压液体冷却剂，通过将高压液体冷却剂重新引入反应器换热系统的冷侧以完成循环，其中有机液体冷却剂来自反应器中所形成的烃产物的一部分。优选地，反应器包括催化费托反应工艺。更优选地，反应器是固定床费托反应器，流化床费托反应其或浆态费托反应器。优选地，有机液体冷却剂包括至少80％重量比的C6-C12烃，更优选地至少90％重量比的C6-C12烃，以及甚至更优选地至少95％重量比的C6-C12烃。还更优选地，所述烃是非芳香C6。优选地，反应器被保持在大约100℃与大约350℃的温度之间，更优选地在大约200℃与大约250℃之间。
在本发明的另一个实施例中，一种用于回收废热的工艺，包括将有机液体冷却剂流引入反应器换热系统的冷侧，从反应器换热系统的冷侧去除冷却剂蒸气流，将冷却剂蒸气流引入有机朗肯循环以从其回收废热，并将冷却剂蒸气流转换为高压液体冷却剂，将高压液体冷却剂引入有机液体冷却剂流，从反应器去除产物流，将产物流分离成包含冷却剂部分的多个部分，将冷却剂部分作为补充引入有机液体冷却剂流，以及从有机液体冷却剂流中去除净化流。优选地，冷却剂部分具有在反应器换热系统的冷侧的工作压强下的沸点温度，大约等于反应器运行温度。优选地，净化流被引入从反应器去除的产物流。
本发明的其它实施例和特征通过下面附图和详细说明将变得清晰。
附图说明
图1描绘了带有液体冷却剂再循环的代表性的固定床费托反应器。
图2描绘了费托反应器作为有机朗肯循环的热源的代表性工艺流程图。
图3描绘了通过图2的工艺流程图所得到的采用n-己烷作为工作流体的朗肯循环的代表性的温-熵图。
图4描绘了通过图2的工艺流程图所得到的采用n-癸烷作为工作流体的朗肯循环的代表性的温-熵图。
图5描绘了显示采用几种流体的朗肯循环的效率的图表。
具体实施方式
在很多化学厂中，在低温下有丰富的可利用的热量，例如低于大约250℃。蒸气朗肯循环已知在所述低温下是低效率的。在一个方面中，本发明的工艺与现有技术的区别在于其采用来自反应器产物流的费托流体作为该费托反应器中的冷却剂，且使用该费托反应器作为其主热源的有机朗肯循环的工作流体。本发明聚焦在带钴基催化剂的固定床反应器中以高石蜡系产物流为目标的低温费托反应(220℃-250℃)。所述工艺也可应用于该温度范围或在100℃与350℃之间的其它温度范围下采用其它催化剂的其它费托反应器构型，例如在温度范围的高温端的操作采用铁基催化剂。优选地，从费托反应器产物流取出的蒸馏成分被用作以该费托反应器作为其主热源的有机朗肯循环的工作流体。该工作流体能够在被有机朗肯循环使用过后被再循环到产物流。
简而言之，参见图1，用于费托工艺的典型固定床反应器10被示出。此类反应器是现有技术已知的。参见例如Schrauwen的美国专利公开No.2008/0118018A1。主要由CO和H2组成的合成气给料12进入反应器10，然后经过装有催化剂的管14，在此发生反应。在所述催化反应中，给料流被合成为甲烷(C1)到C64之间的范围中以及更高的一种长链烃的混合物。产物流出反应器的产物出口16。产物通过下游的蒸馏被分离(未示出)。为了维持几乎恒定的反应器温度，冷却剂在反应器的壳侧18在恒压下被煮沸。通过维持相当高的穿过管的冷却剂流量来保持高的传热系数。带循环泵22的冷却剂再循环回路20保持高的穿过管的冷却剂流量，即使冷却剂通过反应器的整体质量流是小的。为了避免新冷却剂被喷入反应器系统时产生温度梯度，液体冷却剂入口流24被引入冷却剂再循环流20。优选地，再循环冷却剂流被保持在接近其沸点的温度，从而使得反应器中的温度保持恒定，且热量作为潜热被冷却剂吸收，从而使得冷却剂沸腾，并作为饱和蒸气在蒸气冷却剂出口26处从反应器被去除。优选地，反应器温度在220℃-250℃之间，更优选地在230℃-240℃之间。长时间运行后，反应器温度可以根据催化剂寿命稍微增加，以补偿由于惰性化所带来的催化活性损失。换热器冷侧的压强可需要被调节以保持反应器冷侧和热侧之间的相同温差，从而平衡热传递和冷却剂流量。新鲜的液体冷却剂24被加入冷却剂回路，从而平衡作为饱和蒸气26被去除的冷却剂。
参见图2，代表性的工艺流程图被公开，其包含与用于有机朗肯循环的与设备集成的作为热源的的固定床费托反应器30。在该代表性的工艺流程图中，饱和冷却剂蒸气32从反应器30的顶部被吸出，并被用作有机朗肯循环的工作流体。相对高压的饱和蒸气32经过膨胀机34以产生轴功。许多有机流体具有干燥本性，其使得当流体从饱和蒸气态等熵膨胀时没有冷凝发生。因此，膨胀机出口流36是过热蒸气，它能经过回热器38的热侧，以从过热蒸气中回收热量。低压的蒸气40离开回热器38然后进入冷凝器42，在这里蒸气被冷凝成饱和液体流44。工作流体泵46抽吸冷凝后的液体流44，使其成为液体冷却剂48的高压流。在作为新的液体冷却剂入口流50被返回到反应器冷却剂再循环回路52之前，高压液体冷却剂流48在回热器38中被预热。
在一个实施例中，反应器冷却剂再循环回路52的质量流量明显大于冷却剂入口流50的质量流量。这使得冷却剂再循环回路流52的热容量率大于液体冷却剂入口流50的热容量率，从而使得反应器管不会暴露于明显更冷的温度中。根据反应器和有机朗肯循环(ORC)的构型，冷却剂再循环流52的质量流量可以是在液体冷却剂入口流50的2-20倍，优选2-10倍的范围内。例如，采用图2中所示的相似的没有改动的基准线ORC，“冷却剂入口50”可以是大约90℃的温度。对于实践的目的而言，该温度可能要求非常高的冷却剂再循环回路与冷却剂入口流的质量流量比，从而最小化进入反应器换热器冷侧的冷却剂温度的下降。因此，除了在回热器中被回收的热量之外，使用集成来自费托电厂的额外热源的实施例是需要的，以在冷却剂入口流进入再循环回路之前升高其温度。在一个示例中，冷却剂入口流利用额外热源被加热到大约145℃。冷却剂入口流被引入并且与再循环回路混合，在混合物进入反应器换热器的冷侧之前，其在230℃的温度下是饱和液体。所得到的冷却剂混合物冷于反应器中230℃的剩余冷却剂不超过5℃是理想的。为了得到225℃的再循环回路冷却剂混合物，同时冷却剂入口流被加热到大约145℃，再循环回路应当具有大约9倍于冷却剂入口流的质量流量。
在另外的的实施例中，具有包括四个再热级，五个膨胀机，两个压强水平和分离回热器(未示出)的使用己烷的ORC，冷却剂入口流可以是188℃的温度。冷却剂入口流与冷却剂再循环回路混合，其在230℃下是饱和液体。这种情况下，所得到的冷却剂混合物冷于反应器中220℃的剩余冷却剂不超过10℃是理想的。为了实现该220℃的温度，再循环回路应当具有2倍于冷却剂入口的质量流量。在该实施例中，费托反应器可以为ORC提供总热负荷的大约75％。其余25％的热负荷由与费托设备相关联的其它工艺单元的相关工艺提供。例如，在费托反应器温度处或附近的其它热源可以被用于膨胀机级之间的一个或多个再热级。其它低温的热源可以被集成到ORC，从而给低温流提供热量，例如被泵送回反应器换热器的高压冷却剂。
优选地，来自费托反应器的产物的蒸馏成分被用作液体冷却剂。在典型的费托反应中，被用作反应器给料流28的合成气可以主要是H2和CO，并可以具有以下摩尔百分数组分：0.308CO；0.028CO2；0.619H2；0.001H2O；0.038N2；0.007Ar；以及痕量的O2、CH4。在费托反应器中形成的典型产物可以大部分是烃，主要是n-烷烃，带有形成的痕量的某些异链烷烃和石蜡(大部分是α-石蜡)，即使有也是很少的芳香烃。典型的产物流54具有以下摩尔百分数组分：0.178CO；0.049CO2；0.333H2；0.324H2O；0.063N2；0.011Ar；和烃：0.025(C1-C4)；0.008(C5-C11)，0.005(C12-C22)，0.004(C23-C64)。该产物流54被送到蒸馏单元56。用于费托反应产物蒸馏的现有技术的常规馏分单元可以被使用。参见例如，Posthuma等人的美国专利5,486,542，和Olivier等人的美国专利6,855,248，其通过引用并入本文。为了获得本发明有机朗肯循环所需的馏分纯度可以需要使初始的蒸馏成分进行后续蒸馏，或者从蒸馏塔进行侧线馏分。来自产物的理想馏分作为新的工作流体补充58被送到所述工艺的有机朗肯循环部分。优选地，新的工作流体补充至工作流体泵46的入口处被引入冷凝后的液体流44。工作流体抽出流可以在工作流体泵46的出口处从高压流体流48被去除。被用作补充的馏分可以主要是C6-C12非芳香烃，主要是C6-C12n-链烷烃，或石脑油。该组分具有20℃-220℃的沸点范围，优选30℃-100℃的沸点范围。被用作补充的馏分可以全部是具有20℃-220℃沸点范围的石脑油的整个范围，或具有30℃-100℃的稍窄沸点范围的轻石脑油。优选地，被用作新的工作流体的补充的馏分为与工作流体中所使用的烃相同，按重量计至少80％的C6-C12。更优选地，新的工作流体补充为按重量计至少90％的C6-C12，最优选地是至少95％。优选地，所述烃是非芳香C6烃，例如但不限于C6链烷烃。
虽然窄沸点范围的烃成分是优选的，但是宽沸点范围的烃成分可以是可接受的。采用下面的试验建模，采用90％质量百分数n-己烷，5％戊烷，5％庚烷的流体混合物的ORC的状态点被计算。基于与被用作有机朗肯循环工作流体的纯己烷相同的假设条件，90％的n-己烷混合物在等压沸腾期间有大约0.6℃的温度滑动(即，图3中在状态68和80之间的相变期间它不再位于恒定温度下)，在等压冷凝期间有大约3.5℃的温度滑动。采用90％n-己烷流体混合物的循环的效率是25.9％。采用纯己烷流体的循环的效率是26.3％。(采用相同假设条件的蒸气循环的效率是20.6％)。
采用费托(FT)反应器的产物流的沸腾组分来回收FT反应器中的热量有很多好处。例如，反应器的壳侧和管侧之间的泄漏影响很小，因为冷却剂(或工作流体)是反应器产物之一。而且，FT设备提供中间的工作流体源，使得有机流体被不断更新，从而在工作流体随时间发生退化后保持循环的整体性。大部分有机朗肯循环必须在有限的温度范围内运行，其最大温度通常在100℃-300℃的范围内，以保证化学稳定性。通过恒定地更新流体，温度上限能够被提高，因为退化的产物被带走。更高的输入温度产生更有效率的循环。
参见图3，对应于图2的工艺流程图的有机朗肯循环的代表性的能量循环被示出。能量循环100基于使用纯n-己烷作为液体冷却剂/工作流体的有机朗肯循环的模型被示出。n-己烷的饱和状态轨迹在图中被描绘成形成回路的虚线60，其中液体相62在回路的左边，蒸气相64在回路的右边，饱和液体和饱和蒸气的混合66在回路内部。在所述工艺中，饱和冷却剂蒸气68从反应器被抽出。当饱和蒸气经过膨胀机以从该流中提取轴功时，温度在近乎等熵的条件下下降，从而成为过热蒸气70。该过热蒸气经过回热器以进一步冷却，成为稍高于饱和温度的接近饱和的蒸气流72。蒸气流72经过冷凝器变成饱和液体74。饱和液体被泵送到更高的压强76，且在回热器中被预热，从而形成液体冷却剂流78，在这里它被引入再循环反应器冷却剂流80。在该能量循环中被回收的轴功由能量循环100中从点68到点70的饱和蒸气的接近等熵的膨胀来表示。
试验建模
设备工艺模拟模型已被创造以研究通过使资源效率最大化的策略，其通过由煤气化工艺同时产生液体燃料、化学物质和电力。典型的设备热流动表明在低温(低于250℃)下有大量的可利用热量，已知此时的蒸气朗肯循环是低效率的。在设备工艺模拟模型中所使用的单个最大低温热源是将合成气转变为有用液体和蜡状物的费托反应器。这种放热反应放出大量的热负荷，但又应当被保持在240℃的优选的工作温度下，以产生所需的产物。根据试验建模，在朗肯循环中使用有机工作流体是比将来自费托反应器的热量转变为轴功的流更有效率的选择。
对于该工作而言，流体被建模为一种采用由美国国家标准技术研究所(NIST)通过Refprop8.0(Lemmon，Huber，&McLinden，NIST Standard Reference Database23：Reference Fluid Thermodynamic and Transport Properties-REFPROP，Version 8.0.Gaithersburg，MD，2007)所汇编的热动力数据库的纯物质，除非另有说明。来自费托反应器的用于工艺的侧热负荷的流体状态和相关工艺采用Aspentech所提供的建模软件Aspen利用Peng-Robinson状态方程和Boston-Mathias阿尔法函数(PR-BM)被计算。
表1：用于代表热力学性质的变量
H 比焓
S 比熵
T 温度
P 压强
Q 质量
在此处的讨论中所采用的用于干燥流体的有机朗肯循环(ORC)模型在高温Tsource热源和低温Tsink冷源之间运行。图4示出了在温度-比焓(T-s)图上的有机朗肯循环的流体状态。在该示例中癸烷被用作工作流体。在该T-s图上虚线代表了作为两相区域分界的流体饱和状态。循环从处于低压Plow和循环最小温度Tmin下的饱和流体的状态1开始。流体在状态2被抽送到高压Phigh。然后高压液体从状态2到状态4被预热，以及通过来自热源的热传递从状态4到状态5沸腾。(状态3在这里被跳过，其原因下文中很快会清楚)。由于其干性，流体能从状态5的饱和蒸气直接膨胀到状态6的低压下的过热蒸气状态。低压蒸气随后被冷却并被冷凝回到状态1的低压液体。
干燥流体膨胀的一个结果是在图4中状态6处的膨胀机出口流是升高温度下的过热蒸气，使得T6＞Tmin。因此，随着从状态2到状态4发生的预热工艺的一部分，有可能将热量从低压蒸气流传入高压液体流。回热器被加入，以从过热的膨胀机出口流中回收热量，从而减少运行该循环所必需的热量输入。热蒸气在状态6离开膨胀机直接进入回热器，然后在状态7的低温下离开回热器。冷流在状态2作为高压液体进入回热器，并且在状态3在某升高的温度下离开回热器。
循环状态按照这里所描述地被计算。状态1是处于稍高于冷源温度的温度下的饱和液体，从而保证热传递，例如T1＝Tsink+ΔTmin。状态1确定了有机朗肯循环的低压等压线，Plow＝P1。高压Phigh由处于状态5的膨胀机入口条件确定。对干燥流体不需要过热，所以状态5是温度稍微低于热源温度的饱和蒸气，例如T5＝Tsource-ΔTmin。因此，循环的高压是流体在温度T5下的饱和压强，例如Phigh＝P5＝Psat(T5)。
利用所限定的高压和低压，余下的状态点被确定。状态4是高压下的饱和液体，P4＝Phigh。状态2通过先假设泵是可逆的，从而产生对应于从状态1等熵增压的状态2rev来定义，例如P2，rev＝Phigh和s2，rev＝s1。定义了状态2rev后，等熵泵效率ηpump被用于得出h2，从而定义状态2。通过相同的方式，可逆的膨胀机出口状态6rev被得出，其中P6，rev＝Plow和s6，rev＝S5。状态6的比焓因而通过假设等熵膨胀机效率ηexp来确定。
如图4所示，利用干燥的工作流体的有机朗肯循环具有与回热器相关联的状态3和状态7。回热器中的热蒸气流(状体6到状态7)具有比冷的液体流(状态2到状态3)小的比热容。因此，回热器在冷端收缩，例如T7＝T2+ΔTmin。处于压强Plow和温度T7下的状态7现在被完整定义，状态3的焓通过评估回热器周围的控制容积上的热力学第一定律被确定。
表2包含前述有机朗肯循环的状态信息。用于该循环的工作流体是癸烷。热源是来自设备工艺的在240℃恒温下的废热，冷源是在30℃恒温下的冷却水，且所有状态下工作流体与热源或冷源的最小温度位势被保持在ΔTmin＝10℃。泵和膨胀机效率被设定为ηpump＝ηexp＝0.9。
表2：分别采用240℃热源和30℃冷源的癸烷循环的有机朗肯循环状态。膨胀机和泵具有0.9的等熵效率。
比焓 比熵 温度 压强 质量
状态 h(kJ/kg) s(kJ/kg-K) T(℃) P(kPa) Q
1 -338.74 -0.894 40 0.4867 0
2rev -338.26 -0.894 40.1 348.6 过冷
2 -338.19 -0.894 40.1 348.6 过冷
3 -124.85 -0.295 128.0 348.6 过冷
4 164.30 0.345 230 348.6 0
5 400.13 0.814 230 348.6 1
6rev 277.54 0.814 149.5 0.4867 过热
6 244.82 0.854 157.3 0.4867 过热
7 31.45 0.287 51.0 0.4867 过热
采用癸烷的该有机朗肯循环的循环特征包含在表3中。采用纯n-己烷和90％己烷混合物的比较的数量被提供。该蒸气朗肯循环的特征也被包含以便于两种循环之间的比较。
表3：分别采用240℃热源和30℃冷源的癸烷循环的有机朗肯循环特征。包含了用于对比循环的蒸气朗肯循环结果。膨胀机和泵效率被假设是0.9。
*循环效率采用鲍曼规则(Baumann Rule)记入(Leyzerovich，A.S.(2005).Wet-steam Turbines for Nuclear Power Plants.Tulsa，OK：Pennwell.)
**90％己烷，5％戊烷，5％庚烷
表3显示出有机朗肯循环实现了蒸气朗肯循环的更高的效率。循环中水的比热传递qin和循环的比功输出Wnet都远大于癸烷。所述差别实质上是由于水的潜热大约是癸烷的20倍所导致的。因此，对于给定的热源，癸烷循环将比蒸气循环需要大得多的质量流，从而以相同的比率吸热。同样地，用于有机循环的泵功输入消耗膨胀机功的3.3％，而蒸气循环中的泵功输入消耗膨胀机输出的不到0.1％。这意味着，癸烷朗肯循环相比蒸气朗肯循环更容易受到泵的低效率的影响。
表4包含以90％己烷，5％戊烷，5％庚烷的混合物作为如上所述的循环工作流体的有机朗肯循环的状态信息。热源是来自设备工艺的处于240℃恒温下的废热，冷源是处于30℃恒温下的冷却水，所有状态下工作流体与热源或冷源的最小温度位势被保持在ΔTmin＝10℃。泵和膨胀机效率被设定为ηpump＝ηexp＝0.9。对应于该循环的状态与图4所描绘的癸烷循环相似。
表4：分别采用240℃热源和30℃冷源的90％己烷混合物工作流体的有机朗肯循环状态。膨胀机和泵具有0.9的等熵效率。
比焓 比熵 温度 压强 质量
状态 h(kJ/kg) s(kJ/kg-K) T(℃) P(kPa) Q
1 -62.664 -0.1918 40 41.127 0
2rev -58.252 -0.1918 40.9 2870 过冷
2 -57.762 -0.1902 41.1 2870 过冷
3 74.579 -0.1978 95.3 2870 过冷
4 499.56 1.1672 229.4 2870 0
5 580.01 1.3272 230 2870 1
6rev 429.19 1.3272 112.1 41.127 过热
6 311.85 1.3658 119.4 41.127 过热
7 311.85 0.9963 51.1 41.127 过热
流体选择
为有机朗肯循环选择正确的流体对于实现可能的最佳性能来说是需要的。流体的选择将不仅影响循环效率，还影响循环的可靠性，安全性和对环境的影响，以及成本。下面讨论的是在选择流体时应当考虑的一些因素。
影响流体选择的主要考虑之一是效率。ORC的目的是将热转换成轴功。相比任何有机流体的选择，蒸气更温和以及可具有更好的可获得性、可靠性和对环境更小的影响，所以任何比蒸气朗肯循环的蒸气输出更多功的选择是理想的。
朗肯循环的效率取决于工作流体性质以及循环可用的热源和冷源。为了说明这点，被考虑的热源是一种放热化学反应，例如被保持在Tsource＝240℃恒温下的费托反应。冷源是具有足够大的质量流以保持Tsink＝30℃恒定温度的冷却水。跨温度梯度的热传递本来就是低效率的。因此，给定所述的恒温热源和冷源，工作流体应当尽可能接近Tsource吸热，然后尽可能接近Tsink放热。有助于实现所述热传递目标的流体性质提高循环的效率。在工作流体和热源或冷源之间保持最小温度差ΔTmin以保证热传递。
指定对最大循环温度的约束，干燥流体比湿流体能实现用于传热到系统中的更高的温度。干燥流体从饱和蒸气状态等熵膨胀时不冷凝。取而代之，这种膨胀产生过热蒸气。相比而言，湿流体在T-s图上有饱和蒸气线的负斜率(dT/ds)sat。当湿流体从饱和蒸气状态膨胀时，其开始冷凝。
膨胀机中的冷凝带来两个问题。液体冷凝液滴导致旋转机械中的摩擦损失，从而使得带有内冷凝的膨胀机的效率低于带有干燥气体流过的膨胀机的效率。此外，膨胀机中的冷凝导致磨损和减少设备可使用的寿命。因此，设备通常具有可容许的冷凝极限，而且流过膨胀机的流体通过在进入膨胀机之前使其过热而被保持在该极限以上。
相比之下，干燥流体在升高的温度下作为过热蒸气，在图4中状态6下离开膨胀机。从状态6直接给Tsink温度下的冷却水放热产生熵，且其能够成为干循环的缺点。幸运地，大部分来自过热的膨胀机出口流的热量能够在回热器中从状态6到状态7被回收，并被用于预热从状态2到状态3离开泵的冷液体。回热器的使用消除了用于干燥流体放热的升高的膨胀机出口温度的缺点。
虽然回热器减少了在从循环放热期间熵的产生，但它也减少了在循环吸热期间熵的产生。没有回热器时吸热的最冷的工作流体温度是T2，但在有回热器时吸热的最冷的温度上升到T3。因此，从热源到湿流体的热传递发生在从状态2到状态5，跨过很大的温度梯度。从热源到回热干流体循环的热传递仅发生在从状态3到状态5，跨过小很多的温度梯度。对于运行在恒温热源和恒温冷源之间的循环来说，回热器大幅提高了循环效率。
干燥流体相比湿流体的优点由图5示出，其示出了使用多种流体的朗肯循环的效率。水的压强Phigh是450kPa，以匹配来自设备工艺仿真模型的低压蒸气水平。乙醇的压强Phigh是4698.8kPa，以保证膨胀机出口的最大湿度是10％。所有循环都有产生于最大循环温度Tmax＝230℃和最小温度Tmin＝40℃的10℃的ΔTmin。等熵泵和膨胀机效率ηpump＝ηexp＝0.9。鲍曼规则对湿流体有效。
参见图5，用于在最大温度230℃和最小温度40℃之间运行的热机的多种工作流体的循环效率被示出。效率的范围从低的水的20.6％到高的十二烷的29.7％。运行在这些温度下的循环的卡诺效率是37.8％。在图5中，干燥流体表现出相比湿流体明显的效率优势。干燥流体还能被表征以缩小潜在工作流体选择的范围。
具有较高临界温度的流体通常比具有较低临界温度的流体需要更大的潜热输入。与升高的临界温度Tcrit相关联的此升高的潜热，允许热量在更高的温度下被吸收，且可产生更高的循环效率。所选择流体的基准线ORC效率连同工作流体临界温度在下面的图5中被示出。所示效率以前述的240℃恒温热源、30℃恒温冷源，效率为0.9的泵和膨胀机以及包含回热器的假设条件为基础被示出。
表5：所选流体的临界压强、临界温度、三点温度和标准沸点温度
存在多个重要的不会改变有机朗肯循环热动力效率但会影响循环可靠性的流体因素。下面是关于三点温度和化学稳定性的简要讨论。
任何被选作工作流体的化合物必须在循环的温度和压强范围内化学稳定。工作流体的退化能够改变它的热动力特性，导致循环的不可预测和低效率。有机分解的部分产物如果不除去的话可导致焦化和堵塞设备通道。当温度升高时，脱氢作用对于烃可能尤其是挑战性的问题。氢气可在冷凝器中被捕获，在这里它干扰热传递并占据容积。因此，冷凝器中的压强和温度增加，导致跨膨胀机的压强比下降，以及功输出的退化。
有机化合物的热稳定性可以由于氧气的存在被大幅降低，例如泄漏到ORC中的空气和水是不期望的。如果循环被保持在大于或等于其环境的压强下，所有的系统泄漏都将是朝外的。标准沸点温度，Tboil，有助于快速识别在其冷凝时将压强保持高于环境压强的流体。所选的标准沸腾温度在表5中列出。标准沸点是流体在大气压下的饱和温度，且因此其为可能的最低冷凝温度，Tmin，如果循环保持在大气压强以上，其能被使用。
用于有机朗肯循环应用的很多流体的关于有机朗肯循环应用的热稳定性极限已经被研究，包括各种制冷剂(Calderazzi & di Paliano，Thermal stability ofR-134a，R-141b，R-1311，R-7146，R-125 associated with stainless steel as a containingmaterial.International Journal of Refrigeration，20(6)，381-389(1997)；Morgan，Mills，Zakak，Reinhold，& Carr，Determination of the Thermal Stability of Organic WorkingFluids Used in Rankine-Cycle Power Systems for Solar Cooling.Waltham，MA：Thermo Electron Corp.，1982)；戊烷(Andersen & Bruno，Rapid Screening of Fluidsfor Chemical Stability in Organic Rankine Cycle Applications.Industrial Engineeringand Chemistry Research，5560-5566，2005)以及其它烃和氟烃(Jain，Demirgian，Krazinski，Bushby，& Mattes，Determination of Thermal-Degradation Rates of SomeCandidate Rankine-Cycle Organic Working Fluids for Conversion of Industrial WasteHeat into Power.Argonne Nat′l Lab.，1984)。这些论文通常认为用于ORC应用的工作流体的热稳定性是流体特殊的，具有90℃最高达396℃的可允许温度极限范围。退化常常导致冷凝器中不可冷凝气体的积聚。已知的用于减少已知的退化率的方法已经被研究(Doty & Siddarth，A Dual-Source Organic Rankine Cycle(DORC)for Improved Efficiency in Conversion of Dual Low-and Mid-Grade HeatSources.Proceedings of the ASME 2009 3rd International Conference of EnergySustainability，San Francisco，CA 2009)。Doty的研究表明如果采取合适的防范措施，有机工作流体能被用在高达527℃(800K)的温度下。工作流体的可允许分解率取决于流体针对给定用途被更新的频率。大部分ORC技术的文献所列出了可接受热源温度范围从80℃最高达400℃，其中大部分单元针对100℃到300℃范围内的热源。参见Quoilin Sylvain和Vincent Lemort在第5届工业中能量经济和管理的欧洲会议(Vilamoura，Algarve，Portugal，14-17 April 2009)上发表的“Technological and Economical Survey of Organic Rankine Cycle Systems”。
任何实践系统设计都要求考虑实施的成本。流体应当是商业可获得的，从而使得工作流体自身的材料成本不是非常昂贵的。在本发明的一个实施例中，工作材料由设备产物制备而成，从而使得它不需要从市面上购买。另外，具有低容积流的流体允许更小的设备尺寸。低容积流的流体通过其高临界温度，高临界压强和其低沸腾温度能够被确定。
对于类似流体而言，更高的临界温度对应于更大的潜热。因此，为了实现所指定的对流体的热传递率，具有高临界温度的流体通常比具有较低临界温度的流体需要更小的质量流量。另外，流体的高临界压强，Pcrit，对应于最大温度下的高饱和压强。高压下的蒸气比低压下的蒸气更密集，所以相同的质量流量需要比高压下流体更低的体积流量。如果压强过高，则管道和设备所要求的壁厚会使成本升高。水的临界压强，22064kPa，提供工作流体临界压强的合理上限，且本文中所考虑的有机物都具有低于水的临界压强。所选的临界压强在表5中列出。
低沸腾温度对应于冷凝器中的高压，这增加冷凝器中流体的密度并降低体积流。上面表6包含对于部分有机物和水的临界压强。
包含在表5中的尺寸范围从己烷到癸烷的烃具有随尺寸增加而下降的临界压强。这些同样的烷烃具有随尺寸增加而升高的标准沸点。这两点倾向于使得采用较轻烷烃的有机朗肯循环，例如己烷，比采用较重烷烃的有机朗肯循环更便宜，例如癸烷。
在很多设备中，在240℃或者在240℃左右的恒温热源是可用于通过有机朗肯循环转化为功的。热动力性能是流体选择的首要考虑。高临界温度也和ORC转换效率积极相关，其使得例如癸烷的长链烃比例如己烷的短链烃更有效率。
随着高临界压强和低标准沸腾温度成为理想性质，流体选择也极大地影响ORC设备的成本。例如癸烷的短链烃将比例如己烷的长链烃允许更小的设备和更少的资金成本。理想的有机工作流体可具有大约在20℃-220℃之间的Tboil，优选大约在30℃-100℃之间。其它的理想有机工作流体可具有大约在190℃-350℃之间的Tcrit。Tcrit应当高于离开费托反应器换热器的被蒸发的冷却剂的温度，理想地是高于反应器的被蒸发的冷却剂温度5℃，优选地是高于10℃。满足这些要求的烃流体混合物也可被选作有机工作流体，但是它优选是有一种主要组分和在上述范围内的用于混合物的窄的Tboil范围或窄的Tcrit范围。
上述工艺具有若干优点。费托反应器的废热通常被用于产生蒸气。然而，中压蒸气需要使其过热，该过热可以是不可利用的，且低压蒸气对于将热转换成为功来说是低效率的介质。按上述构型中采用己烷作为工作流体的有机朗肯循环具有26.2％的转换效率。这和采用相同热源的转换效率是20.7％的蒸气朗肯循环相比是有利的。采用从反应器产物流中抽取的有机冷却剂还具有的优点在于使反应器壳侧和管侧之间的泄漏几乎没有影响。费托设备提供直接的工作流体源，从而使得有机流体能不断地被再循环，以保持工作流体的整体性，使其不会随时间而下降。
ORC还能通过构造一种针对来自FT反应器热源和设备中其它热源的可利用温度分布的定制的循环被集成到费托设备。典型的费托设备可包括费托反应器回路，重整装置和相关工艺与设备，例如产物蒸馏单元和氢化裂解器。反应器是被使用的最大的单一热源，且其它热源能够从ORC冷凝的温度(最小大约20℃)直到大约最热的350℃或400℃的范围。在400℃以上的温度下，有机工作流体将是不稳定的，且蒸气将可能开始变得更有效率。本领域技术人员通过本发明能明白的是，ORC的热需求分布可以通过引导工作流体通过该循环，以实现最佳可能的能量回收而被操纵以匹配热源。在多个膨胀机级之间，工作流体可以在FT反应器换热器的独立通道内或利用其它热源被再加热，从而在FT反应器温度下吸收更多的热量。ORC可包含其它的压强水平以利用设备中低至100℃的所有可用热。高压冷却剂可以利用反应器换热器之外的热源被加热到反应器温度附近，例如反应器产物流。这些变化利用来自FT设备的多个热源，FT反应器提供大约75％的ORC热负荷。这可以获得一种在采用己烷作为工作流体时能以28.5％的效率将FT热源转换的定制循环。
上面本发明的实施例已经被描述以展示本发明的各种方案，但是不是要限制本发明为上述实施例、示例或说明。本领域技术人员可以明白在所附权利要求所限定的本发明范围内的其它优点，特征和等同物。

Claims (24)

1.一种用于回收废热的工艺，包括：
将有机液体冷却剂流引入反应器换热系统的冷侧，其中冷却剂通过将冷却剂蒸发成冷却剂蒸气流提供反应器的冷却；
从反应器换热系统的冷侧去除冷却剂蒸气流；
将冷却剂蒸气流引入有机朗肯循环从而回收功并将冷却剂蒸气流转换为高压液体冷却剂；以及
将高压液体冷却剂引入有机液体冷却剂流，该有机液体冷却剂源自反应器中所形成的烃产物的一部分。
2.根据权利要求1所述的工艺，其中反应器是费托反应器。
3.根据权利要求2所述的工艺，其中反应器是固定床费托反应器。
4.根据权利要求2所述的工艺，其中反应器是浆态费托反应器。
5.根据权利要求2所述的工艺，其中反应器是流化床反应器。
6.根据权利要求1所述的工艺，其中有机液体冷却剂包含至少80％的C6-C12烃。
7.根据权利要求6所述的工艺，其中有机液体冷却剂包含至少90％的C6-C12烃。
8.根据权利要求6所述的工艺，其中有机液体冷却剂包含至少95％的C6-C12烃。
9.根据权利要求6所述的工艺，其中有机液体冷却剂包含至少90％的非芳香族C6烃。
10.根据权利要求1所述的工艺，其中有机液体冷却剂具有在190℃和350℃之间的临界温度(Tcrit)。
11.根据权利要求1所述的工艺，其中有机液体冷却剂具有的临界温度(Tcrit)比从反应器换热系统的冷侧去除的冷却剂蒸气流的温度至少高5℃。
12.根据权利要求1所述的工艺，其中有机液体冷却剂具有的临界温度(Tcrit)高于反应器的反应温度。
13.根据权利要求1所述的工艺，其中来自反应器的产物流被分成多个部分，包括冷却剂部分，将冷却剂部分作为补充引入有机液体冷却剂流，并从液体冷却剂流中排出净化流。
14.根据权利要求13所述的工艺，其中当与反应器换热系统的冷侧处于相同压强下时，该冷却剂部分具有接近反应器温度的饱和温度。
15.根据权利要求13所述的工艺，其中冷却剂部分具有在30℃-100℃之间的沸点温度(Tboil)。
16.根据权利要求13所述的工艺，其中冷却剂部分主要包括C6-C12烃。
17.根据权利要求13所述的工艺，其中冷却剂部分包括具有在20℃-220℃之间的沸点温度(Tboil)范围的石脑油部分。
18.根据权利要求13所述的工艺，其进一步包括将净化流引入产物流。
19.根据权利要求1所述的工艺，其中有机朗肯循环包括以下步骤：
将冷却剂蒸气流在将近等熵条件下引入膨胀机以形成过热蒸气；
将过热蒸气引入热侧的回热器；
将过热蒸气冷凝成液体冷却剂流；
将液体冷却剂流泵送通过冷侧的回热器；以及
将液体冷却剂引入冷却剂的再循环流。
20.根据权利要求1所述的工艺，其中反应器的温度被保持在100℃-350℃之间。
21.根据权利要求1所述的工艺，其中反应器的温度被保持在220℃-250℃之间。
22.根据权利要求1所述的工艺，其中冷却剂蒸气流的温度被冷凝成温度在20℃-50℃之间的液体冷却剂。
23.根据权利要求19所述的工艺，其中膨胀机包括多级膨胀机，以及在膨胀机的至少一个级之间的过热蒸气被反应器之外的源加热。
24.根据权利要求1所述的工艺，其进一步包括通过来自反应器之外的热源的热交换以提高高压液体冷却剂的温度。
CN201280061171.4A 2011-10-11 2012-10-11 具有集成的有机朗肯循环的费托反应器 Pending CN104204424A (zh)

Applications Claiming Priority (3)

Application Number Priority Date Filing Date Title
US13/270,563 US8889747B2 (en) 2011-10-11 2011-10-11 Fischer Tropsch reactor with integrated organic rankine cycle
US13/270,563 2011-10-11
PCT/US2012/059666 WO2013055864A1 (en) 2011-10-11 2012-10-11 Fischer tropsch reactor with integrated organic rankine cycle

Publications (1)

Publication Number Publication Date
CN104204424A true CN104204424A (zh) 2014-12-10

Family

ID=47116411

Family Applications (1)

Application Number Title Priority Date Filing Date
CN201280061171.4A Pending CN104204424A (zh) 2011-10-11 2012-10-11 具有集成的有机朗肯循环的费托反应器

Country Status (12)

Country Link
US (1) US8889747B2 (zh)
EP (1) EP2766578A1 (zh)
JP (1) JP2014530323A (zh)
KR (1) KR20140097164A (zh)
CN (1) CN104204424A (zh)
AU (1) AU2012322787A1 (zh)
BR (1) BR112014008912A2 (zh)
CA (1) CA2851515A1 (zh)
CL (1) CL2014000908A1 (zh)
EA (1) EA201400443A1 (zh)
WO (1) WO2013055864A1 (zh)
ZA (1) ZA201402638B (zh)

Families Citing this family (17)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
WO2014087642A1 (ja) * 2012-12-06 2014-06-12 パナソニック株式会社 ランキンサイクル装置、熱電併給システム及びランキンサイクル装置の運転方法
WO2014145082A2 (en) * 2013-03-15 2014-09-18 Gi-Gasification International (Luxembourg), S.A. Systems, methods and apparatuses for use of organic ranking cycles
KR102425630B1 (ko) 2014-10-20 2022-07-27 벨로시스 테크놀로지스 리미티드 열을 제거하는 방법
US10436075B2 (en) 2015-01-05 2019-10-08 General Electric Company Multi-pressure organic Rankine cycle
US9803506B2 (en) 2015-08-24 2017-10-31 Saudi Arabian Oil Company Power generation from waste heat in integrated crude oil hydrocracking and aromatics facilities
US9803505B2 (en) 2015-08-24 2017-10-31 Saudi Arabian Oil Company Power generation from waste heat in integrated aromatics and naphtha block facilities
US9816759B2 (en) 2015-08-24 2017-11-14 Saudi Arabian Oil Company Power generation using independent triple organic rankine cycles from waste heat in integrated crude oil refining and aromatics facilities
US9725652B2 (en) 2015-08-24 2017-08-08 Saudi Arabian Oil Company Delayed coking plant combined heating and power generation
US9803507B2 (en) 2015-08-24 2017-10-31 Saudi Arabian Oil Company Power generation using independent dual organic Rankine cycles from waste heat systems in diesel hydrotreating-hydrocracking and continuous-catalytic-cracking-aromatics facilities
US9803513B2 (en) 2015-08-24 2017-10-31 Saudi Arabian Oil Company Power generation from waste heat in integrated aromatics, crude distillation, and naphtha block facilities
US10113448B2 (en) 2015-08-24 2018-10-30 Saudi Arabian Oil Company Organic Rankine cycle based conversion of gas processing plant waste heat into power
US9803511B2 (en) 2015-08-24 2017-10-31 Saudi Arabian Oil Company Power generation using independent dual organic rankine cycles from waste heat systems in diesel hydrotreating-hydrocracking and atmospheric distillation-naphtha hydrotreating-aromatics facilities
US9803508B2 (en) 2015-08-24 2017-10-31 Saudi Arabian Oil Company Power generation from waste heat in integrated crude oil diesel hydrotreating and aromatics facilities
US9745871B2 (en) 2015-08-24 2017-08-29 Saudi Arabian Oil Company Kalina cycle based conversion of gas processing plant waste heat into power
EP3405657B1 (en) 2016-01-20 2019-11-13 Climeon AB A heat recovery system and a method using a heat recovery system to convert heat into electrical energy
US11542837B2 (en) 2018-07-30 2023-01-03 Ormat Technologies Inc. System and method for increasing power output from an organic vapor turbine
KR102063414B1 (ko) * 2019-06-19 2020-01-07 주식회사 디에이티신소재 탄화수소 개질용 전이 금속 촉매를 이용한 인덕션 가열 방식의 탄화수소 개질기

Citations (6)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
CN1564781A (zh) * 2001-10-05 2005-01-12 国际壳牌研究有限公司 烃生产工艺中的发电系统
CN101432571A (zh) * 2006-04-25 2009-05-13 伊士曼化工公司 产生过热蒸汽的方法
CN101743258A (zh) * 2007-07-16 2010-06-16 道达尔石油化学产品研究弗吕公司 对聚合过程中的能量效率进行优化的方法
US20100280135A1 (en) * 2007-03-19 2010-11-04 Doty Scientific, Inc. Hydrocarbon and alcohol fuels from variable, renewable energy at very high efficiency
CN101918514A (zh) * 2007-09-27 2010-12-15 新日铁工程技术株式会社 气泡塔型碳氢化合物合成反应器及具备其的碳氢化合物合成反应系统
WO2011026659A1 (en) * 2009-09-03 2011-03-10 Ammonia Casale Sa Waste heat recovery in a chemical process and plant, particularly for the synthesis of ammonia

Family Cites Families (14)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
US3040528A (en) 1959-03-22 1962-06-26 Tabor Harry Zvi Vapor turbines
US5486542A (en) 1994-01-28 1996-01-23 Shell Oil Company Process for the distillation of Fisher-Tropsch products
AU746949B2 (en) 1998-08-21 2002-05-09 Sasol Chemical Industries Limited Process for distilling fischer-tropsch derived paraffinic hydrocarbons
US6673845B2 (en) 2001-02-01 2004-01-06 Sasol Technology (Proprietary) Limited Production of hydrocarbon products
US7163758B2 (en) 2003-06-27 2007-01-16 Hce, Llc Integrated plasma fuel cell process
US7049465B2 (en) 2003-07-10 2006-05-23 Eastman Chemical Company Process for energy recovery in processes for the preparation of aromatic carboxylic acids
MY142153A (en) 2004-12-10 2010-09-30 Shell Int Research Reactor tube apparatus
US7225621B2 (en) 2005-03-01 2007-06-05 Ormat Technologies, Inc. Organic working fluids
AU2006325210B8 (en) 2005-12-16 2010-09-23 Shell Internationale Research Maatschappij B.V. Catalyst bodies for use in Fischer-Tropsch reactions
US8438849B2 (en) 2007-04-17 2013-05-14 Ormat Technologies, Inc. Multi-level organic rankine cycle power system
EP2195515A4 (en) 2007-10-12 2011-11-23 Doty Scient Inc HIGH-TEMPERATURE DOUBLE-SOURCE ORGANIC RANKINE CYCLE WITH GAS SEPARATIONS
WO2009071609A1 (en) 2007-12-07 2009-06-11 Shell Internationale Research Maatschappij B.V. Base oil formulations
US8152869B2 (en) 2007-12-20 2012-04-10 Shell Oil Company Fuel compositions
US20100105127A1 (en) 2008-10-24 2010-04-29 Margin Consulting, Llc Systems and methods for generating resources using wastes

Patent Citations (6)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
CN1564781A (zh) * 2001-10-05 2005-01-12 国际壳牌研究有限公司 烃生产工艺中的发电系统
CN101432571A (zh) * 2006-04-25 2009-05-13 伊士曼化工公司 产生过热蒸汽的方法
US20100280135A1 (en) * 2007-03-19 2010-11-04 Doty Scientific, Inc. Hydrocarbon and alcohol fuels from variable, renewable energy at very high efficiency
CN101743258A (zh) * 2007-07-16 2010-06-16 道达尔石油化学产品研究弗吕公司 对聚合过程中的能量效率进行优化的方法
CN101918514A (zh) * 2007-09-27 2010-12-15 新日铁工程技术株式会社 气泡塔型碳氢化合物合成反应器及具备其的碳氢化合物合成反应系统
WO2011026659A1 (en) * 2009-09-03 2011-03-10 Ammonia Casale Sa Waste heat recovery in a chemical process and plant, particularly for the synthesis of ammonia

Also Published As

Publication number Publication date
ZA201402638B (en) 2017-05-31
CL2014000908A1 (es) 2014-11-14
EP2766578A1 (en) 2014-08-20
EA201400443A1 (ru) 2014-09-30
WO2013055864A1 (en) 2013-04-18
JP2014530323A (ja) 2014-11-17
BR112014008912A2 (pt) 2017-04-25
KR20140097164A (ko) 2014-08-06
CA2851515A1 (en) 2013-04-18
US20130090395A1 (en) 2013-04-11
US8889747B2 (en) 2014-11-18
AU2012322787A1 (en) 2014-04-24

Similar Documents

Publication Publication Date Title
CN104204424A (zh) 具有集成的有机朗肯循环的费托反应器
Soffiato et al. Design optimization of ORC systems for waste heat recovery on board a LNG carrier
DiGenova et al. Method for customizing an organic Rankine cycle to a complex heat source for efficient energy conversion, demonstrated on a Fischer Tropsch plant
CN108138607B (zh) 由综合原油精炼和芳烃设备中的废热发电
Algieri et al. Comparative energetic analysis of high-temperature subcritical and transcritical Organic Rankine Cycle (ORC). A biomass application in the Sibari district
Xia et al. Thermo-economic analysis and optimization of a combined cooling and power (CCP) system for engine waste heat recovery
Wang et al. Performance analysis of double organic Rankine cycle for discontinuous low temperature waste heat recovery
CN108138587B (zh) 由综合原油柴油加氢处理和芳烃设备中的废热发电
Yan et al. Advanced exergy analysis of organic Rankine Cycles for Fischer-Tropsch syngas production with parallel dry and steam methane reforming
EP3167166B1 (en) System and method for recovering waste heat energy
Wilailak et al. Thermo-economic analysis of phosphoric acid fuel-cell (PAFC) integrated with organic ranking cycle (ORC)
RU2007138221A (ru) Системы, способы и композиции для получения синтетических углеводородных соединений
EP3341574B1 (en) Power generation from waste heat in integrated aromatics and naphtha block facilities
EP3341582B1 (en) Power generation from waste heat in integrated aromatics, crude distillation, and naphtha block facilities
CN106414330A (zh) 生产氨及其衍生物、尤其尿素的工艺
KR20130099088A (ko) 전력 생산을 위하여 유기 랭킨 사이클로의 오버헤드 열 회수에 의한 공정 칼럼의 용량 및 성능 개선
CN106062318A (zh) 用于在碱液中储存能量的方法和装置
Wang et al. Thermodynamic analysis and optimization of the combined supercritical carbon dioxide Brayton cycle and organic Rankine cycle‐based nuclear hydrogen production system
Huang et al. Simultaneous optimization and heat integration of the coal-to-SNG process with a branched heat recovery steam cycle
Liu et al. Thermo-economic analysis of a polygeneration system using biogas and waste tire based on the integration of solid oxide fuel cell, gas turbine, pyrolysis, and organic rankine cycle
Kansha et al. Process intensification for dimethyl ether production by self-heat recuperation
Javed et al. Performance analysis of zeotropic mixture as a working fluid for medium temperature in regenerative Organic Rankine cycle
US20140209448A1 (en) Stripping system
Sui et al. Conversion of low-grade heat from FCC absorption-stabilization system to electricity by organic Rankine cycles: Simulation and optimization
Kirova-Yordanova Low Temperature Waste Heat in Chemical Industry: Problems and Possible Ways to Recover the Heat of Condensation

Legal Events

Date Code Title Description
C06 Publication
PB01 Publication
C10 Entry into substantive examination
SE01 Entry into force of request for substantive examination
C02 Deemed withdrawal of patent application after publication (patent law 2001)
WD01 Invention patent application deemed withdrawn after publication

Application publication date: 20141210