EP4310160A1 - Verfahren und anlage zum dampfspalten - Google Patents

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Publication number
EP4310160A1
EP4310160A1 EP22020353.3A EP22020353A EP4310160A1 EP 4310160 A1 EP4310160 A1 EP 4310160A1 EP 22020353 A EP22020353 A EP 22020353A EP 4310160 A1 EP4310160 A1 EP 4310160A1
Authority
EP
European Patent Office
Prior art keywords
flue gas
gas
combustion process
cracking
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.)
Withdrawn
Application number
EP22020353.3A
Other languages
English (en)
French (fr)
Inventor
Robert Stegemann
Tobias SINN
Torben HÖFEL
Sebastian Helfenbein
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.)
Linde GmbH
Original Assignee
Linde GmbH
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 Linde GmbH filed Critical Linde GmbH
Priority to EP22020353.3A priority Critical patent/EP4310160A1/de
Publication of EP4310160A1 publication Critical patent/EP4310160A1/de
Withdrawn legal-status Critical Current

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Classifications

    • 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
    • C10G9/00—Thermal non-catalytic cracking, in the absence of hydrogen, of hydrocarbon oils
    • C10G9/14—Thermal non-catalytic cracking, in the absence of hydrogen, of hydrocarbon oils in pipes or coils with or without auxiliary means, e.g. digesters, soaking drums, expansion means
    • C10G9/18—Apparatus
    • C10G9/20—Tube furnaces
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F23—COMBUSTION APPARATUS; COMBUSTION PROCESSES
    • F23C—METHODS OR APPARATUS FOR COMBUSTION USING FLUID FUEL OR SOLID FUEL SUSPENDED IN  A CARRIER GAS OR AIR 
    • F23C9/00—Combustion apparatus characterised by arrangements for returning combustion products or flue gases to the combustion chamber
    • F23C9/06—Combustion apparatus characterised by arrangements for returning combustion products or flue gases to the combustion chamber for completing combustion
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F23—COMBUSTION APPARATUS; COMBUSTION PROCESSES
    • F23D—BURNERS
    • F23D14/00—Burners for combustion of a gas, e.g. of a gas stored under pressure as a liquid
    • F23D14/02—Premix gas burners, i.e. in which gaseous fuel is mixed with combustion air upstream of the combustion zone
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F23—COMBUSTION APPARATUS; COMBUSTION PROCESSES
    • F23D—BURNERS
    • F23D14/00—Burners for combustion of a gas, e.g. of a gas stored under pressure as a liquid
    • F23D14/32—Burners for combustion of a gas, e.g. of a gas stored under pressure as a liquid using a mixture of gaseous fuel and pure oxygen or oxygen-enriched air
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F23—COMBUSTION APPARATUS; COMBUSTION PROCESSES
    • F23D—BURNERS
    • F23D99/00—Subject matter not provided for in other groups of this subclass
    • F23D99/002—Burners specially adapted for specific applications
    • F23D99/004—Burners specially adapted for specific applications for use in particular heating operations
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F23—COMBUSTION APPARATUS; COMBUSTION PROCESSES
    • F23L—SUPPLYING AIR OR NON-COMBUSTIBLE LIQUIDS OR GASES TO COMBUSTION APPARATUS IN GENERAL ; VALVES OR DAMPERS SPECIALLY ADAPTED FOR CONTROLLING AIR SUPPLY OR DRAUGHT IN COMBUSTION APPARATUS; INDUCING DRAUGHT IN COMBUSTION APPARATUS; TOPS FOR CHIMNEYS OR VENTILATING SHAFTS; TERMINALS FOR FLUES
    • F23L7/00—Supplying non-combustible liquids or gases, other than air, to the fire, e.g. oxygen, steam
    • F23L7/007—Supplying oxygen or oxygen-enriched air
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F23—COMBUSTION APPARATUS; COMBUSTION PROCESSES
    • F23C—METHODS OR APPARATUS FOR COMBUSTION USING FLUID FUEL OR SOLID FUEL SUSPENDED IN  A CARRIER GAS OR AIR 
    • F23C2202/00—Fluegas recirculation
    • F23C2202/10—Premixing fluegas with fuel and combustion air
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F28—HEAT EXCHANGE IN GENERAL
    • F28D—HEAT-EXCHANGE APPARATUS, NOT PROVIDED FOR IN ANOTHER SUBCLASS, IN WHICH THE HEAT-EXCHANGE MEDIA DO NOT COME INTO DIRECT CONTACT
    • F28D21/00—Heat-exchange apparatus not covered by any of the groups F28D1/00 - F28D20/00
    • F28D21/0001—Recuperative heat exchangers
    • F28D21/0003—Recuperative heat exchangers the heat being recuperated from exhaust gases
    • F28D21/001—Recuperative heat exchangers the heat being recuperated from exhaust gases for thermal power plants or industrial processes

Definitions

  • the invention relates to a method and a system for steam splitting.
  • the conventional design of steam cracking systems is increasingly under pressure due to increasing demands to reduce greenhouse gas emissions.
  • Technical measures, both for existing and new systems, are necessary to meet more stringent efficiency and emissions requirements.
  • the present invention sets itself the task of creating improvements, particularly in this sense.
  • the present invention proposes a method of steam cracking using a cracking furnace having cracking tubes heated using a combustion process.
  • the combustion process is carried out using a fuel gas, an oxidizer gas and a recycle portion of a flue gas formed by the combustion process.
  • the term “Gas” should also explicitly include a mixture of several gases or gas components.
  • the fuel gas, the oxidizer gas and the return portion of the flue gas can be provided in any suitable manner and fed to the combustion process.
  • a mixture of two of these gases or all three gases can take place upstream, directly at, or downstream of suitable burners that are used in the combustion process.
  • the return portion of the flue gas can also be fed to the combustion process downstream of the burner by guiding it into a combustion chamber.
  • a corresponding use of parts of the gases mentioned in different ways (supply upstream of the burners, downstream of the burners or into the burners) or the operation of different burners in different ways is also possible.
  • the oxidizer gas has a superatmospheric oxygen content and a subatmospheric nitrogen content.
  • it can be (essentially) pure oxygen, but in other embodiments of the invention, as explained below, this is not the case.
  • the recirculation portion of the flue gas is at least partially provided at a temperature level of 160 to 800 ° C and / or with a temperature difference of 120 to 800 K above an ambient temperature of the cracking furnace for the combustion process, for example with the fuel gas or oxidizer gas (or parts thereof or mixtures of corresponding parts) are brought together or used in the manner just explained.
  • One aspect of the present invention is to use features of known so-called oxyfuel processes in steam cracking. This is achieved by using an appropriate oxygen-rich oxidizer gas.
  • Oxyfuel processes are combustion processes that can achieve very high flame temperatures. These can be used for gaseous, liquid and solid fuels. In contrast to conventional combustion with air, the fuel is typically burned with almost pure oxygen (i.e. with no or only a small proportion of nitrogen and argon). It is a technically very advantageous approach because it reduces both the production of carbon dioxide (by increasing the efficiency of the furnace) reduced, as well as subsequent carbon dioxide capture (due to the smaller amount of carbon dioxide and its higher concentration) can be made considerably easier. The two advantages reinforce each other. The more carbon dioxide production is reduced, the easier subsequent carbon dioxide capture becomes. An advantageous objective is to reduce carbon dioxide production in the course of an oxyfuel process to a minimum.
  • the thermal energy required to carry out the endothermic cracking reactions in steam cracking is provided by the combustion of heating gas in a process furnace.
  • the process gas (a mixture with a hydrocarbon component and a steam component) flows through so-called cracking tubes (or coils for short), which are located inside a combustion chamber of the process furnace, which is also called the radiation zone.
  • the process gas is continuously heated in these cans, allowing the desired fission reactions to take place in the cans.
  • Typical inlet temperatures for the process gas to be converted into the cans are between 550 and 750 °C, the outlet temperatures are typically in the range between 800 and 900 °C.
  • a cracking furnace therefore has, as is the case in the context of the present invention, cracking tubes that are heated using burners
  • the process ovens have a convection zone.
  • the convection zone is usually arranged offset above the radiation zone and includes several tube bundles that traverse the flue gas duct. Its function is to recover as much energy as possible from the hot flue gas that leaves the radiation zone. In fact, in the radiation zone only 35 to 50% of the total firing power is usually transferred to the process gas flowing through the cans.
  • the convection zone therefore plays a central role in energy management, as it is responsible for the use of approximately 40 to 60% of the heat input into a cracking furnace (ie the combustion output).
  • the flue gas heat recovered in the convection zone is typically used for several process tasks. These include, in particular, preheating of boiler feed water and/or a hydrocarbon feed, evaporation of a liquid hydrocarbon feed (with or without process steam injection) and superheating of process steam, a mixture of process steam and hydrocarbon feed, and of high-pressure steam.
  • part of the energy obtained from the flue gas in the convection zone can also be used to preheat the combustion air before it enters the combustion chamber.
  • This preheating typically takes place via heat exchange using a heat exchanger.
  • the increase in adiabatic flame temperature resulting from combustion air preheating improves the radiation zone efficiency and at the same time the sensible heat of the combustion air replaces part of the combustion heat.
  • the oxyfuel processes therefore pursue a functionally integrated approach that both reduces the production of carbon dioxide and significantly simplifies its subsequent capture.
  • Embodiments of the present invention are compared below with alternatives not according to the invention.
  • This is an alternative not according to the invention, referred to as the "first alternative", in the form of a conventional furnace design (without oxyfuel operation, without flue gas recirculation and without combustion air preheating), and an alternative not according to the invention referred to as the “second alternative” (without oxyfuel operation, without Flue gas recirculation, but with combustion air preheating), and an alternative not according to the invention known as the “third alternative” (with oxyfuel operation, with flue gas recirculation, and without combustion air or oxygen preheating).
  • flue gas recirculation takes place at a significantly lower temperature than is the case in the context of the present invention.
  • the heat required in the radiation zone is identical (for example approximately 41.7 MW).
  • identical or essentially identical or sufficiently similar "bridge wall” temperatures i.e. temperatures in the transition region from radiation to convection zone
  • 1100 to 1150 °C This is due in particular to the fact that the more “efficient” variants with a higher adiabatic combustion temperature also specifically release more heat in the radiation zone.
  • a total heat of 97 MW is required, for example. This total heat must be provided by underfired power. A relatively large amount of heat is lost to the atmosphere (for example 5 MW) in the form of hot flue gas (for example at 140 °C).
  • a significantly higher radiation zone efficiency can be achieved. Accordingly, less flue gas is produced or less heat has to be transferred in the convection zone and the total heat transferred is significantly lower (for example 78 MW).
  • the total heat does not have to be provided by underfired power, but is partially provided by sensitive heat using indirect air preheating.
  • the underfired power is significantly reduced (for example 66 MW). In this case, less heat is also lost to the atmosphere (for example 2 MW) in the form of hot flue gas (for example 90 °C). Comparatively low flue gas temperatures can be achieved, among other things, because a cold medium (the combustion air) is available for heat exchange.
  • An embodiment of the concept described here can, for example, be the external dilution of the oxidizing agent or oxidizer gases with the recycled portion of the flue gas (before this mixture then comes into contact with the fuel gas on the burner).
  • any other configurations are also possible, as mentioned, provided that corresponding advantages can be achieved.
  • the resulting oxygen concentration in the oxidizing agent diluted with flue gas recycle can be, for example, 31.5 mol% (required slightly over-stoichiometric oxygen content for combustion).
  • a total heat of, for example, 78 MW is also required.
  • the total heat must be provided primarily by underfired power (for example 76 MW), only reduced by the small effect of direct preheating using cold flue gas recycling (for example 2 MW).
  • the loss to the atmosphere is minimized (for example 1 MW) due to the very small amount of flue gas to the atmosphere, although in the example shown the flue gas temperature is even higher than in the second alternative not according to the invention (for example 140 ° C).
  • a similar radiation zone efficiency comparable to the second and third alternatives not according to the invention is also sought.
  • a lower oxygen concentration compared to scenario 3
  • the flue gas recycle takes place at a significantly higher temperature (for example 500 ° C), contrary to the intuitive strategy according to the state of the art, in which the flue gas recycle is as cold as possible.
  • the recycled flue gas has a temperature level which is not just slightly above atmospheric level (e.g. 80 to 200 ° C absolute, corresponding to e.g. 40 to 200 ° C above atmospheric temperature), but is significantly above atmospheric level, as mentioned above.
  • a total heat of, for example, 78 MW is also required.
  • a very high radiation zone efficiency can be achieved, in particular in combination with further embodiments such as the combination of the mentioned and other aspects explained below, such as the preheating of the oxidizer gas.
  • the aspect of hot flue gas recycling is deliberately used, although this appears counter-intuitive from the current state of the art.
  • the heat to be transferred in the convection zone is minimized compared to all other alternatives, as can be seen in Figure 2 .
  • This minimization occurs in particular at a low temperature level, which can further be exploited to maximize the thermodynamic efficiency of the entire system.
  • the small amount of heat of, for example, 5 MW in the temperature range below the temperature of the flue gas recirculation, i.e. below, for example, 500 ° C characterizes the amount of heat in the non-recycled exhaust gas stream.
  • the slight residual heat can be used, for example, to preheat the oxidizing agent by means of indirect heat exchange.
  • a remainder of the flue gas that is not used to form the recirculation portion is at least partially one Heat exchange is subjected to, as already mentioned before.
  • all media can be heated that are also heated in the convection zone of a conventional steam splitting process using the heat exchangers there.
  • the heat exchange comprises a heat exchange with at least part of the oxidizer gas in order to preheat it.
  • At least one heat exchange of the non-recycled flue gas takes place after the flue gas has been divided into recycled and non-recycled portions, with the aim of heat recovery, before the flue gas finally released into the atmosphere or to a carbon dioxide capture facility.
  • this heat exchange can include preheating the oxidizer gas (oxygen).
  • the heat exchange takes place in particular for heat recovery before the flue gas is released into the atmosphere or a carbon dioxide capture system.
  • the heat exchange of the non-recycled flue gas can either be integrated into the convection zone of the oven or carried out in separately installed heat exchangers. The latter can under certain circumstances represent a particularly advantageous solution, since the oxyfuel process may already have the aim of further treating the flue gas stream in a carbon dioxide capture system. For this reason, appropriate lines must be provided to guide the flue gas anyway.
  • embodiments of the invention may include carrying out the heat exchange mentioned using one or more heat exchangers arranged inside or outside a convection zone of the cracking furnace.
  • the non-recycled flue gas can be used, for example, to preheat the oxidizer gas.
  • the indirect heat exchange can also be carried out with one or more other media, for example for feed preheating or boiler feed water preheating. Due to the high partial pressure of the water in the carbon dioxide-rich and nitrogen-free or nitrogen-poor or low-nitrogen flue gas, a large part of the water can be condensed out at comparatively high condensation temperatures.
  • the heat exchange causes water to condense out of at least part of the flue gas, the water being separated at a separation temperature of 50 to 70 ° C. If the condensation heat is used at this temperature level (for example in heat pumps), almost the full calorific value of the heating gas can be used thermally ("condensing boiler") and thus the overall efficiency of the system can be further increased.
  • the heat exchange can also initially take place in a direct contact cooler against a water phase, i.e. the heat exchange can include direct contact cooling of at least part of the flue gas.
  • the water condensation described above can then also take place.
  • a direct contact cooler used can be pH-regulated, i.e. operated at a predetermined pH value or a predetermined pH value range and at the same time, for example, remove sulfur dioxide and possibly other impurities from the flue gas and condense the majority of the water from the flue gas.
  • the characteristic of "heat recovery" is also considered to be fulfilled here if the heat removed by means of direct contact cooling is then at least partially fed back into a process in a second step, for example by cooling the circulating water by means of heat exchange (i.e. not exclusively via, for example, cooling water cooling or air cooling is added to the atmosphere).
  • Heat recovery from the non-recycled flue gas can also only take place after hot flue gas from several sources, for example several oxyfuel process furnaces, has been combined.
  • the design of the heat recovery in the convection zone can be very flexibly adapted to the availability of the media to be heated by flexibly adjusting the approximate temperature of the flue gas recycle.
  • the adiabatic flame temperature of combustion can be adjusted by regulating the amount of flue gas recycle.
  • At least part of the flue gas can be subjected to carbon dioxide separation.
  • carbon dioxide separation minimizing the production of carbon dioxide in the course of an oxyfuel process is a further advantage in terms of simplifying the subsequent separation of carbon dioxide, so that such an embodiment of the invention is particularly advantageous.
  • a very high concentration of carbon dioxide in the flue gas - processes according to corresponding embodiments of the invention also lead to a particularly low total amount of carbon dioxide.
  • At least part of the flue gas is released into the atmosphere without first being passed through a denitrification device.
  • Embodiments according to the invention enable such an operation.
  • the radiation zone efficiency is improved and the emissions are reduced on the one hand by increasing the adiabatic flame temperature compared to the conventional reference according to the first alternative not according to the invention.
  • this is accompanied by a significant increase in the nitrogen oxide concentration in the flue gas, which requires additional measures such as the integration of a denitrification device, for example in the convection zone. Due to the absence or minimal residual concentration of the nitrogen component in the supplied oxidizing agent or in the recirculated flue gas, the formation of nitrogen oxides is eliminated during the combustion reaction or is reduced to small amounts. In conjunction with the oxyfuel process presented, operation without a denitrification device is possible while at the same time maintaining high furnace efficiency.
  • the oxidizer gas can have an oxygen content of more than 90 percent by volume, with no further gas components being supplied to the combustion process, in particular in addition to the fuel gas, the oxidizer gas and the recirculated portion of the flue gas.
  • the oxygen content of the oxidizer gas can in particular be more than 95 Percent by volume or 99 percent by volume, or it can be (substantially) pure oxygen or oxygen of a certain specification (such as "technical" oxygen).
  • the method according to the invention shows its full potential if only an oxidizer gas that is highly enriched in oxygen or highly depleted in nitrogen is supplied to the combustion process in the sense just stated, since under these circumstances the production can be minimized and the separation of carbon dioxide can be maximally simplified .
  • the method can also be used if the oxidizer gas is, for example, a mixture of combustion air and a gas that is highly enriched in oxygen or highly depleted in nitrogen.
  • the oxidizer gas can have an oxygen content of more than 30 and less than 90 percent by volume and can, for example, be a mixture of air and a corresponding other gas.
  • the oxidizer gas and the recirculated portion of the flue gas no further gas components are supplied to the combustion process.
  • a gas mixture can be taken from the cracking furnace, from which a fraction containing at least predominantly, i.e. in particular more than 50%, 60, 70, 80 or 90% on a mass, volume or molar basis, hydrogen and methane is formed is, wherein the fraction containing at least predominantly hydrogen and methane is used in a first proportion to form the fuel gas or as the fuel gas, and wherein a second part of the fraction comprising at least predominantly hydrogen and methane is discharged from the process.
  • the just mentioned fraction containing hydrogen and methane or a portion thereof can be further separated to obtain the first and second part as the first and second subsequent fraction in such a way that the first subsequent fraction has a higher proportion of methane than the second subsequent fraction and the second subsequent fraction has a higher hydrogen content than the first subsequent fraction.
  • methane can be burned preferably and hydrogen can preferably be made available for other purposes.
  • tail gas of the cracking furnace i.e. the mentioned fraction containing at least predominantly hydrogen and methane
  • methane-rich phase measures in the separating part that provide a separate hydrogen-rich phase and a methane-rich phase.
  • part of the hydrogen-rich phase can be viewed as an additional value-added product.
  • this modified separating part can be designed differently.
  • the design can include, for example, membrane processes, pressure swing absorption or cold separation processes.
  • the conventional or modified separating part can also benefit from a possibly changed pressure requirement on the combustion medium.
  • the pressures of the fuel gas in conventional furnace designs are, for example, 4 to 7 bar (abs.). Since the flow of the oxidizing agent in the oxyfuel process is not subject to a natural draft (see air and flue gas flow below), a significantly lower pressure of the fuel gas may be sufficient.
  • embodiments of the present invention can provide that the fuel gas is supplied to the combustion process at a pressure level of 1.02 to 3 bar absolute pressure. This potentially reduced pressure requirement can be utilized in the separator because it can operate at lower pressures.
  • the design of the air and flue gas routing using a fan or compressor can be designed in a variety of ways.
  • the oxidizer gas can be fed with a fan (before or after preheating, if available). However, the oxidizing agent can also be supplied at increased pressure (from an air separator).
  • a separate fan can be installed directly in the recycle. Additionally, a fan can be installed in the non-recycled flue gas, before and/or after cooling. Fans for recycled and non-recycled flue gas can be combined (in the flue gas stream before the recycle branch).
  • non-recycled flue gas can also Cooling via indirect and/or direct heat exchange involves compression, with the aim of compressing a carbon dioxide stream to a discharge pressure, liquefying a carbon dioxide stream and/or leading a carbon dioxide stream to a pressure swing absorption, in which, for example, inert gases such as oxygen and nitrogen can be removed.
  • FIG. 1 A steam cracking system designed according to an embodiment of the invention is schematically illustrated and designated overall by 100.
  • Illustrated steam cracking plant 100 includes one or more process furnaces or cracking furnaces 10, illustrated here with a reinforced line.
  • a cracking furnace is only mentioned for the sake of better understanding.
  • Typical steam cracking plants 100 include a number of corresponding cracking furnaces 10 which are operated under the same or different conditions can.
  • corresponding cracking furnaces 10 can have one or more of the components explained below.
  • the present invention is not limited to use in connection with a steam cracking system 100 as described in Figure 1 is illustrated, but can basically be used in all steam cracking systems in which burners are provided for heating.
  • the cracking furnace 10 includes a convection zone, indicated here as a total of 11, and a radiation zone, indicated here as a total of 12. In embodiments, it can also be provided, for example, to assign several radiation zones 12 to a convection zone 11.
  • heat exchangers 13 are arranged in the convection zone 11, each of which can also be provided in the convection zone 11 in a different arrangement or sequence.
  • These heat exchangers 13 are typically designed in the form of tube bundles guided through the convection stones 11 and flue gas from the radiation zone 12 flows around them.
  • the radiation zone 12 is heated by means of several burners 14, which are only partially designated separately here, and are arranged on the bottom and wall sides. Heating purely on the floor is also possible. Only using a burner 14 is it illustrated how a gas mixture is supplied to it, which is carried out from the cracking furnace 10 using a fuel gas 2 and an oxidizer gas 3 as well as using flue gas 4, which in the example shown is carried out after the third of the five heat exchangers 13 shown , is formed. Depending on the respective boundary conditions of a system, the number of heat exchangers 13 and the media that are heated in the heat exchangers can vary greatly. Accordingly, the exact location of the branch of the flue gas recycle 4 can vary.
  • This flue gas 5 can, for example, be passed through a heat exchanger 19, using which, for example, at least part of the oxidizer gas 3 can be heated.
  • oxidizer gas and flue gas recycling can be mixed beforehand and then brought into contact with the fuel gas before or on the burner 14.
  • oxidizer gas and flue gas recycling can be mixed beforehand and then brought into contact with the fuel gas before or on the burner 14.
  • the flue gas recycle 4 is guided directly into the combustion chamber after the burner 14, whereby only fuel gas 2 and oxidizer gas 3 are supplied directly to the burner 14 itself, which may require an adjustment of the burner due to the local high oxygen concentration .
  • gaseous or liquid feed stream 101 is supplied to the steam cracking system 100.
  • the use of several input streams 101 is also possible.
  • the feed stream 101 is first preheated in one of the heat exchangers 13.
  • a boiler feed water stream 102 is passed through the convection zone 11 or one of the heat exchangers 13 and preheated.
  • the boiler feed water stream 102 is then fed into a steam drum 15.
  • a process steam stream 103 is further heated and combined with the feed stream 101.
  • a collection stream 104 formed in this way from feed and steam is passed through another of the heat exchangers 13 in the convection zone 11 and then passed through the radiation zone 12 in typically several cans 16.
  • the representation in Figure 1 is greatly simplified.
  • a corresponding collection stream 104 is divided into a plurality of cracked tubes 16 and, after passing through the radiation zone 12, is again combined as a cracked gas stream in a common line (not illustrated).
  • a steam stream 105 can be taken from the steam drum 15 and heated in another heat exchanger 13 in the convection zone 11, whereby a high-pressure steam stream 106 can be generated. This can be used at a suitable location in the steam cracking system 100.
  • the quench heat exchanger 17 represents a primary quench heat exchanger in the example shown. In addition to a primary quench heat exchanger 17, secondary quench heat exchangers can also be present. Cooled cracked gas can be fed to further process units, which are indicated here in a highly schematic form at 18. These further process units 18 can in particular be process units for washing, compressing and fractionating the cracked gas, as are generally known in the field.
  • the quench heat exchanger 17 is fed with a water stream 106 from the steam drum 15. A steam stream 107 formed in this way in the quench heat exchanger 15 is returned to the steam drum 13.
  • FIGs 2 and 3 illustrate in the form of diagrams the first to third alternatives not according to the invention, which have already been explained in detail, compared to an embodiment of the invention, whereby in Figure 2 an amount of heat in MW is shown on the horizontal axis versus a temperature in °C on the vertical axis.
  • Figure 2 are the values of the first alternative not according to the invention with white circles and dashed lines, the values of the second alternative not according to the invention with black circles and solid lines, the values of the third alternative not according to the invention with white diamonds and again dashed lines and the values according to an embodiment of Invention illustrated with black diamonds and solid lines.
  • the values of the first to third alternatives not according to the invention are shown as 301 to 303 and the values according to an embodiment of the invention are shown as 304, each in the form of diagram bars.
  • Figure 2 shows a comparison of transferred heat for the alternatives not according to the invention and the design of the invention.
  • the heat transferred indirectly in the convection zone (via a heat exchanger) and the heat released into the atmosphere are illustrated.
  • the curves start at the "bridge wall" temperature at the entrance to the convection zone of approximately 1100 to 1150 °C and at a heat output that has already been transferred in the radiation zone (e.g. approximately 41.7 MW).
  • Figure 3 shows the total heat that was entered into the furnace section, divided into underfired heat (black), sensible heat through indirect air preheating (hatched) and direct preheating through hot flue gas recycling (white).
  • the heat of the sub-fired power plus indirect air preheating corresponds to the total heat transferred Figure 2 .

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Abstract

Die Erfindung betrifft ein Verfahren zum Dampfspalten unter Verwendung eines Spaltofens (10), der Spaltrohre (16) aufweist, die unter Verwendung eines Verbrennungsprozesses erwärmt werden, wobei der Verbrennungsprozess unter Verwendung eines Brenngases (2), eines Oxidatorgases (3) und eines Rückführanteils (4) eines in dem Verbrennungsprozess gebildeten Rauchgases (4, 5) durchgeführt wird, wobei das Oxidatorgas (3) einen überatmosphärischen Sauerstoffgehalt und einen unteratmosphärischen Stickstoffgehalt aufweist, und wobei der Rückführanteil (4) des Rauchgases (4, 5) zumindest zum Teil auf einem Temperaturniveau von 160 bis 800 °C und/oder mit einer Temperaturdifferenz von 120 bis 800 K oberhalb einer Umgebungstemperatur des Spaltofens (10) für den Verbrennungsprozess bereitgestellt wird. Eine entsprechende Anlage (100) ist ebenfalls Gegenstand der vorliegenden Erfindung.

Description

  • Die Erfindung betrifft ein Verfahren und eine Anlage zum Dampfspalten.
    • Hintergrund
  • Verfahren und Anlagen zum Dampfspalten von Kohlenwasserstoffen sind beispielsweise im Artikel "Ethylene" in Ullmann's Encyclopedia of Industrial Chemistry, Onlineausgabe, 15. April 2009, DOI: 10.1002/14356007.a10_045.pub2, beschrieben. Das Dampfspalten (engl. Steam Cracking, im Deutschen auch als Steamcracken bezeichnet) wird vorwiegend zur Gewinnung von kurzkettigen Olefinen wie Ethylen und Propylen, Diolefinen wie Butadien oder von Aromaten eingesetzt, ist jedoch nicht auf die Gewinnung solcher Verbindungen beschränkt.
  • Das konventionelle Design von Dampfspaltanlagen gerät mit steigenden Anforderungen zur Reduktion von Treibhausgasemissionen zusehends in Bedrängnis. Technische Maßnahmen, sowohl für Bestands- als auch für Neuanlagen, sind also notwendig, um stringenteren Effizienz und Emissionsanforderungen gerecht zu werden. Die vorliegende Erfindung stellt sich die Aufgabe, insbesondere in diesem Sinne Verbesserungen zu schaffen.
    • Offenbarung der Erfindung
  • Diese Aufgabe wird durch ein Verfahren und eine Anlage zum Dampfspalten mit den Merkmalen der jeweiligen unabhängigen Patentansprüche gelöst. Vorteilhafte Ausgestaltungen und Weiterbildungen sind jeweils Gegenstand der abhängigen Patentansprüche sowie der nachfolgenden Beschreibung.
  • Die vorliegende Erfindung schlägt ein Verfahren zum Dampfspalten unter Verwendung eines Spaltofens, der Spaltrohre aufweist, die unter Verwendung eines Verbrennungsprozesses erwärmt werden, vor. Der Verbrennungsprozess wird unter Verwendung eines Brenngases, eines Oxidatorgases und eines Rückführanteils eines mittels des Verbrennungsprozesses gebildeten Rauchgases durchgeführt. Der Begriff "Gas" soll dabei jeweils auch explizit ein Gemisch von mehreren Gasen bzw. Gaskomponenten einschließen. Das Brenngas, das Oxidatorgas und der Rückführanteil des Rauchgases können dabei in jeder geeigneten Weise bereitgestellt und dem Verbrennungsprozess zugeführt werden. Beispielsweise kann eine Mischung zweier dieser Gase oder aller drei Gase stromauf, direkt an, oder stromab geeigneter Brenner erfolgen, die in dem Verbrennungsprozess eingesetzt werden. Insbesondere der Rückführanteil des Rauchgases kann dem Verbrennungsprozess auch stromab der Brenner zugeführt werden, indem dieser in eine Brennkammer geleitet wird. Auch eine entsprechende Verwendung von Teilen der genannten Gase in unterschiedlicher Weise (Zuführung stromauf der Brenner, stromab der Brenner oder in die Brenner) oder der Betrieb unterschiedlicher Brenner in unterschiedlicher Weise ist möglich.
  • Das Oxidatorgas weist einen überatmosphärischen Sauerstoffgehalt und einen unteratmosphärischen Stickstoffgehalt auf. Insbesondere kann es sich um (im Wesentlichen) reinen Sauerstoff handeln, in anderen Ausgestaltungen der Erfindung ist dies jedoch, wie unten erläutert, nicht der Fall.
  • Der Rückführanteil des Rauchgases wird im Rahmen der vorliegenden Erfindung zumindest zum Teil auf einem Temperaturniveau von 160 bis 800 °C und/oder mit einer Temperaturdifferenz von 120 bis 800 K oberhalb einer Umgebungstemperatur des Spaltofens für den Verbrennungsprozess bereitgestellt, also beispielsweise mit dem Brenngas oder Oxidatorgas (oder Teilen hiervon oder Mischungen entsprechender Teile) zusammengeführt oder in der soeben erläuterten Weise verwendet.
  • Ein Aspekt der vorliegenden Erfindung besteht darin, Merkmale an sich bekannter sogenannter Oxyfuel-Verfahren beim Dampfspalten zu nutzen. Dies wird durch die Verwendung eines entsprechenden sauerstoffreichen Oxidatorgases erreicht. Bei Oxyfuel-Verfahren handelt es sich um Verbrennungsverfahren, mittels welchem sehr hohe Flammentemperaturen erreicht werden können. Diese sind sowohl für gasförmige, als auch für flüssige und feste Brennstoffe anwendbar. Im Gegensatz zur konventionellen Verbrennung mit Luft wird der Brennstoff typischerweise mit nahezu reinem Sauerstoff (also ohne oder nur mit geringem Anteil von Stickstoff und Argon) verbrannt. Es handelt sich um einen technisch sehr vorteilhaften Ansatz, weil durch diesen sowohl die Kohlendioxiderzeugung (durch Effizienzsteigerung des Ofens) verringert, als auch eine anschließende Kohlendioxidabscheidung (durch die geringere Menge an Kohlendioxid und dessen höhere Konzentration) erheblich erleichtert werden kann. Die beiden Vorteile verstärken hierbei einander. Je stärker die Kohlendioxiderzeugung verringert wird, desto einfacher wird auch die anschließende Kohlendioxidabscheidung. Eine vorteilhafte Zielsetzung ist, die Kohlendioxiderzeugung im Zuge eines Oxyfuel-Verfahrens auf ein Minimum zu reduzieren.
  • Beim Dampfspalten bestehen hinsichtlich des Einsatzes eines Oxyfuel-Verfahrens Herausforderungen, die gemäß Ausgestaltungen der vorliegenden Erfindung in besonders vorteilhafter Weise adressiert werden können.
  • Beim gegenwärtigen Stand der Technik wird die zum Ausführen der endothermen Spaltreaktionen beim Dampfspalten erforderliche thermische Energie durch die Verbrennung von Heizgas in einem Prozessofen (Spaltofen, engl. Furnace) bereitgestellt. Das Prozessgas (ein Gemisch mit einem Kohlenwasserstoffanteil und einem Dampfanteil) strömt durch sogenannte Spaltrohre (engl. Cracking Coils oder kurz Coils), die sich im Inneren eines Feuerraumes des Prozessofens befinden, welcher auch Strahlungszone genannt wird. In diesen Spaltrohren wird das Prozessgas kontinuierlich aufgeheizt, wodurch die gewünschten Spaltreaktionen in den Spaltrohren ablaufen können. Typische Eintrittstemperaturen für das umzusetzende Prozessgas in die Spaltrohre liegen zwischen 550 und 750 °C, die Austrittstemperaturen liegen typischerweise im Bereich zwischen 800 und 900 °C. Ein Spaltofen weist also, wie auch im Rahmen der vorliegenden Erfindung der Fall, Spaltrohre auf, die unter Verwendung von Brennern erwärmt werden
  • Zusätzlich zur Strahlungszone weisen die Prozessöfen eine Konvektionszone auf. Die Konvektionszone ist in der Regel versetzt oberhalb der Strahlungszone angeordnet und umfasst mehrere Rohrbündel, die den Rauchgaskanal durchqueren. Sie hat die Funktion, aus dem heißen Rauchgas, das die Strahlungszone verlässt, möglichst viel Energie zurückzugewinnen. Tatsächlich werden in der Strahlungszone nur 35 bis 50% der gesamten Feuerungsleistung üblicherweise auf das Prozessgas übertragen, das durch die Spaltrohre strömt. Die Konvektionszone spielt daher eine zentrale Rolle im Energiemanagement, da sie für die Nutzung von ca. 40 bis 60% des Wärmeeintrags in einen Spaltofen (d.h. der Feuerungsleistung) verantwortlich ist.
  • Tatsächlich nutzen moderne Dampfspaltanlagen, bezogen auf Strahlungs- und Konvektionszone, 90 bis 95% der gesamten Feuerungsleistung (bezogen auf den unteren Heizwert des Brennstoffs). Folglich wird das Rauchgas auf Temperaturniveaus zwischen 90 und 220 °C abgekühlt, bevor es die Konvektionszone verlässt und über den Kamin an die Atmosphäre abgegeben wird.
  • Die in der Konvektionszone zurückgewonnene Rauchgaswärme wird typischerweise für mehrere Prozessaufgaben genutzt. Diese umfassen insbesondere ein Vorwärmen von Kesselspeisewasser und/oder eines Kohlenwasserstoffeinsatzes, eine Verdampfung eines flüssigen Kohlenwasserstoffeinsatzes (mit oder ohne Prozessdampfeindüsung) sowie eine Überhitzung von Prozessdampf, eines Gemischs aus Prozessdampf und Kohlenwasserstoffeinsatz, und von Hochdruckdampf.
  • Zur Wirkungsgraderhöhung und Senkung des Heizgasverbrauchs von Prozessöfen kann ein Teil der aus dem Rauchgas gewonnenen Energie in der Konvektionszone auch zur Vorwärmung der Verbrennungsluft vor Eintritt in den Brennraum genutzt werden. Diese Vorwärmung erfolgt typischerweise über Wärmetausch mittels eines Wärmetauschers. Der durch die Verbrennungsluftvorwärmung resultierende Anstieg der adiabaten Flammentemperatur verbessert den Strahlungszonenwirkungsgrad und gleichzeitig ersetzt die sensible Wärme der Verbrennungsluft einen Teil der Verbrennungswärme. Durch diese Effekte lassen sich Feuerungsleistung und damit auch die Erzeugung von Treibhausgasen eines Prozessofens signifikant reduzieren.
  • Um schließlich die Emission der erzeugten Treibhausgase auf ein Minimum zu reduzieren, kommen verschiedene Technologien zur Kohlenstoffabscheidung (Carbon Capture) zum Einsatz. Die erwähnten und in Aspekten der vorliegenden Erfindung eingesetzten Oxyfuel-Verfahren, in denen dem Verbrennungsprozess bevorzugt ein beispielsweise gegenüber atmosphärischer Luft (stark) an Sauerstoff angereichertes bzw. stark an Stickstoff abgereichertes Oxidationsmittel zugeführt wird, führen dazu, dass der Rausgasstrom stark an Kohlendioxid angereichert bzw. stark an Stickstoff abgereichert ist, was eine erheblich vereinfachte Kohlenstoffabscheidung stromab des Prozessofens ermöglicht. Zudem kommt es, ähnlich wie bei der Luftvorwärmung mittels indirekten Wärmetausches, bei steigender Sauerstoffkonzentration zu einer Erhöhung der adiabaten Flammentemperatur, welche den Strahlungszonenwirkungsgrad verbessert und damit die Erzeugung von Treibhausgasen eines Prozessofens signifikant reduzieren kann.
  • Die Oxyfuel-Verfahren verfolgen damit einen funktionsintegrierten Ansatz, der sowohl die Erzeugung von Kohlendioxid verringert als auch dessen nachträgliche Abscheidung erheblich vereinfacht.
  • Bei alleiniger Nutzung von 100% Sauerstoff als Oxidationsmittel bzw. Oxidatorgas zusätzlich zum Brenngas wäre die adiabate Flammentemperatur allerdings zu hoch, was zu derzeit unüberwindbaren technischen Schwierigkeiten führen würde. Daher kann eine teilweise Rezirkulation des abgekühlten Rauchgases zur Reduzierung der adiabaten Flammentemperatur erfolgen. Auch dies ist im Rahmen der vorliegenden Erfindung der Fall, allerdings bei höheren Temperaturen als im Stand der Technik. Mit einer derartigen Rauchgaszirkulation ist ein technisch besonders vorteilhaftes Betriebskonzept realisierbar, welches die erläuterten beiden Vorteile von Oxyfuel-Verfahren (Verringerung der Erzeugung und Erleichterung der Abscheidung von Kohlendioxid) miteinander vereint.
  • Der Einsatz von Oxyfuel-Verfahren in Prozessöfen zum Dampfspalten ist grundsätzlich bereits bekannt und beispielsweise in der WO 2010/115561 A2 sowie der EP 3 415 587 A1 und bei Amghizar et al., React. Chem. Eng., 2020, 5, 239 beschrieben. Die vorliegende Erfindung schafft gegenüber bekannten Verfahren weitere Vorteile.
  • Ausgestaltungen der vorliegenden Erfindung werden im Folgenden jeweils nicht erfindungsgemäßen Alternativen gegenübergestellt. Hierbei handelt es sich um eine als "erste Alternative" bezeichnete nicht erfindungsgemäße Alternative in Form eines konventionellen Ofendesigns (ohne Oxyfuel-Betrieb, ohne Rauchgasrückführung und ohne Verbrennungsluftvorwärmung), eine als "zweite Alternative" bezeichnete nicht erfindungsgemäße Alternative (ohne Oxyfuel-Betrieb, ohne Rauchgasrückführung, aber mit Verbrennungsluftvorwärmung), und eine als "dritte Alternative" bezeichnete nicht erfindungsgemäße Alternative (mit Oxyfuel-Betrieb, mit Rauchgasrückführung, und ohne Verbrennungsluft- bzw. Sauerstoffvorwärmung). In der dritten Alternative erfolgt dabei eine Rauchgasrückführung auf einer deutlich geringeren Temperatur, als dies im Rahmen der vorliegenden Erfindung der Fall ist.
  • Im Falle der vorliegenden Erfindung und aller nicht erfindungsgemäßen Alternativen sei die benötigte Wärme in der Strahlungszone identisch (beispielsweise ca. 41.7 MW). Dabei werden in allen Varianten, d.h. der vorliegenden Erfindung und aller nicht erfindungsgemäßen Alternativen, identische oder im Wesentlichen identische bzw. hinreichend ähnliche "Bridge Wall"-Temperaturen (also Temperaturen im Übergangsbereich von Strahlungs- zu Konvektionszone) von ca. 1000 bis 1400 °C, insbesondere 1100 bis 1150 °C, erreicht. Dies liegt insbesondere darin begründet, dass auch die jeweils "effizienteren" Varianten mit einer höheren adiabaten Verbrennungstemperatur spezifisch mehr Wärme in der Strahlungszone abgeben.
  • In der ersten, nicht erfindungsgemäßen Alternative, d.h. einem konventionell betriebenen Spaltofen, werde beispielsweise eine Gesamtwärme von 97 MW benötigt. Diese Gesamtwärme muss durch unterfeuerte Leistung bereitgestellt werden. Es geht dabei relativ viel Wärme in Form von heißem Rauchgas (beispielsweise bei 140 °C) an die Atmosphäre (beispielsweise 5 MW) verloren.
  • In der zweiten nicht erfindungsgemäßen Alternative, d.h. einem Szenario mit Verbrennungsluftvorwärmung kann ein deutlich höherer Strahlungszonenwirkungsgrad erzielt werden. Demensprechend entsteht weniger Rauchgas bzw. muss weniger Wärme in der Konvektionszone übertragen werden und die übertragene Gesamtwärme ist deutlich geringer (beispielsweise 78 MW). Zudem muss nicht die Gesamtwärme durch unterfeuerte Leistung bereitgestellt werden, sondern wird teilweise durch sensible Wärme mittels indirekter Luftvorwärmung bereitgestellt. Die unterfeuerte Leistung ist erheblich reduziert (beispielsweise 66 MW). Es geht außerdem in diesem Fall weniger Wärme in Form von heißem Rauchgas (beispielsweise 90 °C) an die Atmosphäre (beispielsweise 2 MW) verloren. Vergleichsweise geringe Rauchgastemperaturen können unter anderem deshalb erzielt werden, weil ein kaltes Medium (die Verbrennungsluft) zum Wärmetausch verfügbar ist.
  • In der dritten nicht erfindungsgemäßen Alternative, d.h. einem Szenario, bei dem ein Oxyfuel-Verfahren nach dem Stand der Technik eingesetzt wird, wird ein ähnlicher Strahlungszonenwirkungsgrad vergleichbar zu der zweiten nicht erfindungsgemäßen Alternative angestrebt. Der hier erhöhte Wirkungsgrad ist, ohne an entsprechende Erläuterungen gebunden zu sein, die Konsequenz aus drei Ursachen:
    1. (1) Eine höhere Sauerstoffkonzentration führt, wie eingangs erwähnt, zu höheren adiabaten Flammentemperaturen sowie Strahlungszonenwirkungsgraden. Wie ebenfalls eingangs erwähnt muss hier aber mit einem Rauchgasrecycle gegengesteuert werden. Technisch bekannte Oxyfuel-Verfahren streben eine möglichst niedrige Temperatur des Rauchgases an. Hierzu sei beispielsweise auf die EP 3 415 587 A1 verwiesen. Es wird daher stets das Rauchgas nach dem finalen Abkühlungsschritt rezykliert. Die Rauchgastemperatur kann in einem entsprechenden Verfahren beispielsweise 140 °C betragen.
    2. (2) Da die Rauchgastemperatur nicht atmosphärisch ist (nachfolgend werden unter dem Begriff "atmosphärisch" insbesondere die Druck- und Temperaturbedingungen im Luftraum am Standort einer entsprechenden Anlage verstanden) erfolgt ein mäßiges direktes Anwärmen des Oxidationsmittels durch das Rauchgas. Dies hat einen geringfügig steigernden Effekt auf die adiabate Flammentemperatur sowie den Strahlungszonenwirkungsgrad (obwohl mit dem Recycle ja das Gegenteil bezweckt wird), und führt außerdem zu einer geringfügigen Reduktion der zu übertragenden Gesamtwärme sowie unterfeuerten Leistung, wie unten auch im Zusammenhang mit Figur 2 eingehender erläutert.
    3. (3) Die Abwesenheit von Stickstoff sowie die hohe Konzentration von Kohlendioxid haben einen positiven Effekt auf die Strahlungseigenschaften und führen zu einem verbesserten Strahlungszonenwirkungsgrad.
  • Eine Ausführung des hier beschriebenen Konzeptes kann beispielsweise die externe Verdünnung des Oxidationsmittels bzw. Oxidatorgase mit dem rückgeführten Anteil des Rauchgases sein (bevor diese Mischung dann am Brenner mit dem Brenngas in Kontakt gerät). Beliebige andere Ausgestaltungen sind jedoch ebenfalls möglich, wie erwähnt, sofern sich hierdurch entsprechende Vorteile erzielen lassen. Die resultierende Sauerstoffkonzentration im mit Rauchgasrecycle verdünnten Oxidationsmittel kann beispielsweise bei 31,5 mol% liegen (benötigter leicht überstöchiometrischer Sauerstoffgehalt für die Verbrennung). Sofern man annimmt, dass ein ähnlicher Wirkungsgrad wie in der zweiten nicht erfindungsgemäßen Alternative erzielt wird, wird ebenfalls eine Gesamtwärme von beispielsweise 78 MW benötigt. In diesem Fall muss aber die Gesamtwärme aufgrund der fehlenden Verbrennungsluft hauptsächlich durch unterfeuerte Leistung bereitgestellt werden (beispielsweise 76 MW), lediglich reduziert um den geringen Effekt der direkten Vorwärmung mittels kaltem Rauchgasrecycle (beispielsweise 2 MW). Zuletzt ist der Verlust zur Atmosphäre minimiert (beispielsweise 1 MW) aufgrund der sehr geringen Rauchgasmenge zur Atmosphäre, obwohl im gezeigten Beispiel die Rauchgastemperatur noch höher als in der zweiten nicht erfindungsgemäßen Alternative ist (beispielsweise 140 °C).
  • In einem Verfahren gemäß einer Ausgestaltung der Erfindung, d.h. einem Szenario, in dem ein Oxyfuel-Verfahren eingesetzt wird, wird ebenfalls ein ähnlicher Strahlungszonenwirkungsgrad vergleichbar zu den zweiten und dritten nicht erfindungsgemäßen Alternativen angestrebt. In diesem Fall wird jedoch eine geringere Sauerstoffkonzentration (im Vergleich zu Szenario 3) im mit Rauchgasrecycle verdünnten Oxidationsmittel angestrebt, beispielsweise 27 mol%. Stattdessen erfolgt der Rauchgasrecycle mit einer erheblich höheren Temperatur (beispielsweise 500 °C), entgegen der intuitiven Strategie nach dem Stand der Technik, in welcher der Rauchgasrecycle möglichst kalt ist.
  • Anders als nach dem Stand der Technik ist im Rahmen von Ausgestaltungen der vorliegenden Erfindung also vorgesehen, dass das rezyklierte Rauchgas ein Temperaturniveau aufweist, welches nicht nur geringfügig über atmosphärischem Niveau liegt (z.B. 80 bis 200 °C absolut, entsprechend z.B. 40 bis 200 °C über atmosphärischer Temperatur), sondern deutlich über atmosphärischem Niveau liegt, wie zuvor erwähnt. Wie in den zweiten und dritten nicht erfindungsgemäßen Alternativen wird ebenfalls eine Gesamtwärme von beispielsweise 78 MW benötigt.
  • In Ausgestaltungen des erfindungsgemäßen Verfahrens kann ein sehr hoher Strahlungszonenwirkungsgrad erzielt werden, insbesondere in Kombination mit weiteren Ausgestaltungen wie der durch die Kombination der genannten und weiterer, unten erläuterter Aspekte wie der Vorwärmung des Oxidatorgases. In Ausgestaltungen der Erfindung wird dabei der Aspekt des heißen Rauchgasrecycles bewusst angewandt, obwohl dies aus dem bisherigen Stand der Technik kontraintuitiv erscheint. Durch die Kombination mehrerer Aspekte (einschließlich der positiven Strahlungseigenschaften) können gleich hohe oder sogar höhere Strahlungszonenwirkungsgrade als mit äquivalenten Luftvorwärmungsverfahren erzielt werden (wobei unter dem Begriff "äquivalent" hier ähnliche, in einem bestimmten Temperaturbereich liegende oder (im Wesentlichen) adiabate Flammentemperaturen verstanden werden sollen).
  • Anders als bei Oxyfuel Verfahren nach dem Stand der Technik wird in Ausgestaltungen des erfindungsgemäßen Verfahrens zusätzlich von einer Einsparung der unterfeuerten Leistung durch die sensible Wärme aus dem heißen Rauchgasrecycle profitiert und es können ähnlich geringe oder sogar niedrigere unterfeuerte Leistungen erzielt werden wie mit vergleichbaren Luftvorwärmungsverfahren (siehe Figur 3). Die geringere unterfeuerte Leistung verglichen mit der dritten nicht erfindungsgemäßen Alternative führt zu einem geringeren Rauchgasstrom zur Atmosphäre, so dass die Gesamtmasse an Rauchgasrecycle gegebenenfalls sogar niedriger ist als in der dritten nicht erfindungsgemäßen Alternative, obwohl das Verhältnis des rezyklierten Rauchgasmassenstroms (also des rückgeführten Anteils) im Verhältnis zum gesamten Rauchgasmassenstrom in der Konvektionszone (also der Summe aus rückgeführtem und nicht rückgeführtem Anteil), höher ist.
  • Vorteilhaft ist außerdem, dass die zu übertragende Wärme in der Konvektionszone verglichen mit allen anderen Alternativen minimiert wird, erkennbar in Figur 2. Diese Minimierung erfolgt insbesondere auf einem niedrigen Temperaturniveau, was weiterhin zu einer Maximierung der thermodynamischen Effizienz des Gesamtsystems ausgenutzt werden kann. Die geringe Wärmemenge von beispielsweise 5 MW im Temperaturbereich unterhalb der Temperatur der Rauchgasrückführung, also unterhalb von beispielsweise 500 °C, kennzeichnet die Wärmemenge im nicht rezyklierten Abgasstrom. Die geringfügige Restwärme kann beispielsweise für die Vorwärmung des Oxidationsmittels mittels indirektem Wärmetausch genutzt werden.
  • Aufgrund dieser einfachen Wärmeintegration sowie des sehr geringen Rauchgasmassenstroms geht somit sehr wenig Wärme an die Atmosphäre verloren. Insgesamt können mit dem erfindungsgemäßen Verfahren und Ausgestaltungen hiervon gleichzeitig niedrigste unterfeuerte Leistungen, die kompaktesten Konvektionszonendesigns (im Sinne von Wärmetauscherfläche), sowie die höchstmögliche thermodynamische Gesamteffizienz erzielt werden.
  • In einer Ausgestaltung der Erfindung ist vorgesehen, dass ein nicht zur Bildung des Rückführanteils verwendeter Rest des Rauchgases zumindest zu einem Teil einem Wärmetausch unterworfen wird, wie bereits zuvor angesprochen. Grundsätzlich können hierbei sämtliche Medien erwärmt werden, die auch in der Konvektionszone eines herkömmlichen Dampfspaltverfahrens mittels der dortigen Wärmetauscher erwärmt werden. In einer bevorzugten Ausgestaltung der Erfindung umfasst der Wärmetausch einen Wärmetausch mit zumindest einem Teil des Oxidatorgases, um dieses vorzuwärmen.
  • In entsprechenden Ausgestaltungen der Erfindung, ungeachtet des konkreten Mediums, mit dem der Wärmetauscher erfolgt, erfolgt also noch mindestens ein Wärmeaustausch des nicht rezyklierten Rauchgases, nach der Aufteilung des Rauchgases in rezyklierten und nicht rezyklierten Anteil, mit dem Ziel einer Wärmerückgewinnung, bevor das Rauchgas schließlich an die Atmosphäre oder an eine Abscheidungsanlage für Kohlendioxid abgegeben wird. Wie erwähnt, kann dieser Wärmetausch eine Vorwärmung des Oxidatorgases (Sauerstoff) umfassen.
  • Der Wärmetausch erfolgt insbesondere auch zur Wärmerückgewinnung, bevor das Rauchgas an die Atmosphäre oder eine Abscheidungsanlage für Kohlendioxid abgegeben wird. Der Wärmetausch des nicht rezyklierten Rauchgases kann entweder in die Konvektionszone des Ofens integriert werden oder in separat aufgestellten Wärmetauschern erfolgen. Letzteres kann unter Umständen eine besonders vorteilhafte Lösung darstellen, da das Oxyfuel-Verfahren unter Umständen ohnehin das Ziel verfolgt, den Rauchgasstrom weiter in einer Kohlendioxidabscheidungsanlage zu behandeln. Aus diesem Grund müssen sowieso entsprechende Leitungen zur Führung des Rauchgases vorgesehen werden. Mit anderen Worten können Ausgestaltungen der Erfindung umfassen, den genannten Wärmetausch unter Verwendung eines oder mehrerer, innerhalb oder außerhalb einer Konvektionszone des Spaltofens angeordneter Wärmetauscher durchzuführen.
  • Wie bereits erwähnt, kann mit dem nicht rezyklierten Rauchgas beispielsweise eine Vorwärmung des Oxidatorgases erfolgen. Der indirekte Wärmetausch kann aber auch mit einem oder mehreren beliebigen anderen Medien durchgeführt werden, beispielsweise zur Einsatzvorwärmung oder Kesselspeisewasservorwärmung. Durch den hohen Partialdruck des Wassers im kohlendioxidreichen und stickstofffreien oder stickstoffarmen bzw. -ärmeren Rauchgas lassen sich bei vergleichsweise hohen Kondensationstemperaturen bereits ein Großteil des Wassers auskondensieren. In einer Ausgestaltung der vorliegenden Erfindung wird daher durch den Wärmetausch ein Auskondensieren von Wasser aus zumindest einem Teil des Rauchgases verursacht, wobei das Wasser bei einer Abscheidetemperatur von 50 bis 70 °C abgeschieden wird. Wird die Kondensationswärme auf diesem Temperaturniveau genutzt (beispielsweise in Wärmepumpen) kann annähernd der volle Brennwert des Heizgases thermisch genutzt werden ("Brennwertkessel") und damit die Gesamteffizienz der Anlage weiter gesteigert werden.
  • Darüber hinaus kann der Wärmetausch außerdem zunächst in einem Direktkontaktkühler gegen eine Wasserphase erfolgen, d.h. der Wärmetausch kann ein Direktkontaktkühlen zumindest eines Teils des Rauchgases umfassen. Hierbei kann dann auch die oben beschriebene Wasserkondensation erfolgen. Ein verwendeter Direktkontaktkühler kann pH-reguliert sein, d.h. bei einem vorgegebenen pH-Wert oder einem vorgegebenen pH-Wertebereich betrieben werden und gleichzeitig beispielsweise Schwefeldioxid und ggf. andere Verunreinigungen aus dem Rauchgas entfernen sowie den Hauptteil des Wassers aus dem Rauchgas kondensieren. Die Charakteristik der "Wärmerückgewinnung" wird hier auch als erfüllt erachtet, sofern die entfernte Wärme mittels Direktkontaktkühlung dann in einem zweiten Schritt, beispielsweise durch Kühlung des Kreislaufwassers mittels Wärmetausch, zumindest teilweise wieder einem Prozess zugeführt wird (also nicht ausschließlich über beispielsweise Kühlwasser Kühlung oder Luftkühlung zur Atmosphäre gegeben wird).
  • Die Wärmerückgewinnung aus dem nicht rezyklierten Rauchgas kann darüber hinaus auch erst dann erfolgen, nachdem heißes Rauchgas aus mehreren Quellen, beispielsweise mehreren Oxyfuel-Prozessöfen, zusammengeführt wurde.
  • Durch Ausnutzung der beschriebenen Aspekte - insbesondere die Rückführung des heißen Rauchgases - entstehen insgesamt mehr Freiheitsgrade im Design und Betrieb. Beispielsweise kann das Design der Wärmerückgewinnung in der Konvektionszone sehr flexibel an die Verfügbarkeit der anzuwärmenden Medien angepasst werden, indem die ungefähre Temperatur des Rauchgasrecycles flexibel angepasst wird. Im Betrieb kann dann beispielsweise die adiabate Flammtemperatur der Verbrennung mittels Regelung der Rauchgasrecyclemenge angepasst werden.
  • In Ausgestaltungen der Erfindung kann zumindest ein Teil des Rauchgases einer Kohlendioxidabscheidung unterworfen werden. Wie bereits zuvor erwähnt, ist die Minimierung der Erzeugung von Kohlendioxid im Zuge eines Oxyfuel-Verfahrens ein weiterer Vorteil hinsichtlich der Vereinfachung der anschließenden Abscheidung von Kohlendioxid, so dass eine derartige Ausgestaltung der Erfindung besonders vorteilhaft ist. Neben dem nach dem Stand der Technik beabsichtigtem Vorteil von Oxyfuel-Verfahren hinsichtlich der Abscheidung von Kohlendioxid - eine sehr hohe Kohlendioxidkonzentration im Rauchgas - führen Verfahren gemäß entsprechenden Ausgestaltungen der Erfindung darüber hinaus zu einer besonders geringen Gesamtmenge an Kohlendioxid.
  • In einer Ausgestaltung der vorliegenden Erfindung wird zumindest ein Teil des Rauchgases an die Atmosphäre abgegeben, ohne zuvor durch eine Entstickungseinrichtung geführt zu werden. Erfindungsgemäße Ausgestaltungen ermöglichen einen derartigen Betrieb.
  • Bei der vorstehend beschriebenen nicht erfindungsgemäßen zweiten Alternative mit konventioneller Luftvorwärmung werden durch die Erhöhung der adiabaten Flammtemperatur im Vergleich zur konventionellen Referenz gemäß der nicht erfindungsgemäßen ersten Alternative einerseits der Strahlungszonenwirkungsgrad verbessert und die Emissionen reduziert. Allerdings geht dies bei konventioneller Verbrennungsluft mit einer deutlichen Zunahme der Stickoxidkonzentration im Rauchgas einher, welche zusätzliche Maßnahmen wie die Integration einer Entstickungseinrichtung, beispielsweise in die Konvektionszone, erforderlich macht. Durch Abwesenheit bzw. minimaler Restkonzentration der Stickstoffkomponente im zugeführten Oxidationsmittel bzw. im rezirkulierten Rauchgas entfällt bei der Verbrennungsreaktion die Bildung von Stickoxiden bzw. wird auf geringfügige Mengen reduziert. Somit ist in Verbindung mit dem vorgestellten Oxyfuel-Verfahren ein Betrieb ohne Entstickungseinrichtung bei gleichzeitig hoher Ofeneffizienz möglich.
  • In Ausgestaltungen der vorliegenden Erfindung kann das Oxidatorgas einen Sauerstoffgehalt von mehr als 90 Volumenprozent aufweisen, wobei insbesondere neben dem Brenngas, dem Oxidatorgas und dem Rückführanteil des Rauchgases keine weiteren Gaskomponenten dem Verbrennungsprozess zugeführt werden. Der Sauerstoffgehalt des Oxidatorgases kann insbesondere auch bei mehr als 95 Volumenprozent oder 99 Volumenprozent liegen, oder es kann sich um (im Wesentlichen) reinen Sauerstoff oder Sauerstoff einer bestimmten Spezifikation (wie beispielsweise "technischen" Sauerstoff) handeln.
  • Das erfindungsgemäße Verfahren spielt sein gesamtes Potential aus, wenn dem Verbrennungsprozess ausschließlich ein stark an Sauerstoff angereichertes bzw. stark an Stickstoff abgereichertes Oxidatorgas im soeben angegebenen Sinne zugeführt wird, da unter diesen Umständen eine Minimierung der Erzeugung sowie eine maximale Vereinfachung der Abscheidung von Kohlendioxid erfolgen kann.
  • Unter Umständen kann das Verfahren aber auch zum Einsatz kommen, wenn das Oxidatorgas beispielsweise eine Mischung aus Verbrennungsluft und einem stark an Sauerstoff angereichertem bzw. stark an Stickstoff abgereicherten Gas ist. Mit anderen Worten kann das Oxidatorgas einen Sauerstoffgehalt von mehr 30 und weniger als 90 Volumenprozent aufweisen und beispielsweise eine Mischung aus Luft und einem entsprechenden weiteren Gas sein. Auch hierbei werden insbesondere neben dem Brenngas, dem Oxidatorgas und dem Rückführanteil des Rauchgases keine weiteren Gaskomponenten dem Verbrennungsprozess zugeführt.
  • In Ausgestaltungen der vorliegenden Erfindung kann dem Spaltofen ein Gasgemisch entnommen werden, aus dem eine zumindest überwiegend, d.h. insbesondere zu mehr als 50%, 60, 70, 80 oder 90% auf Masse-, Volumen- oder Molbasis, Wasserstoff und Methan aufweisende Fraktion gebildet wird, wobei die zumindest überwiegend Wasserstoff und Methan aufweisende Fraktion zu einem ersten Anteil zur Bildung des Brenngases oder als das Brenngas verwendet wird, und wobei ein zweiter Teil der zumindest überwiegend Wasserstoff und Methan aufweisenden Fraktion aus dem Verfahren ausgeschleust wird.
  • In einer weiteren Ausgestaltung der Erfindung kann die soeben erwähnte, Wasserstoff und Methan aufweisende Fraktion oder ein Anteil hiervon unter Erhalt des ersten und zweiten Teils als erste und zweite Folgefraktion derart weiter aufgetrennt werden, dass die erste Folgefraktion einen höheren Methananteil als die zweite Folgefraktion und die zweite Folgefraktion einen höheren Wasserstoffanteil als die erste Folgefraktion aufweist. Hierdurch kann bevorzugt Methan verfeuert und Wasserstoff bevorzugt für andere Zwecke bereitgestellt werden.
  • Durch die ggf. extrem hohe Effizienz des Oxyfuel Verfahrens wird ggf. gar nicht das gesamte sogenannte Tailgas des Spaltofens (d.h. die genannte, zumindest überwiegend Wasserstoff und Methan aufweisende Fraktion), welches sich typischerweise überwiegend aus Methan und Wasserstoff zusammensetzt, für die Unterfeuerung der Öfen benötigt. Es erfolgt daher ggf. ein teilweiser Export des Tailgases. Hier wäre es ebenfalls denkbar, dass das Oxyfuel Verfahren mit Maßnahmen im Trennteil kombiniert wird, welche eine gesonderte wasserstoffreiche Phase und eine methanreiche Phase liefern. Ein Teil der wasserstoffreichen Phase kann in diesem Sinne als zusätzliches wertschöpfendes Produkt angesehen werden. Je nach Bedarf hinsichtlich des Abgabedrucks der Wasserstoffreichen Phase kann dieser modifizierte Trennteil unterschiedlich ausgestaltet sein. Die Ausgestaltung kann beispielsweise Membranverfahren, Druckwechselabsorptionen oder kalte Trennverfahren umfassen.
  • Der konventionelle oder modifizierte Trennteil kann ebenfalls von einer ggf. geänderten Druckanforderung an das Verbrennungsmedium profitieren. Typischerweise liegen die Drücke des Brenngases bei konventionellen Ofendesigns bei z.B. 4 bis 7 bar (abs.). Da die Führung des Oxidationsmittels im Oxyfuel-Verfahren nicht einem natürlichen Zug unterliegt (siehe unten, Luft- und Rauchgasführung), reicht ggf. ein deutlich geringerer Druck des Brenngases aus. Mit anderen Worten kann in Ausgestaltungen der vorliegenden Erfindung vorgesehen sein, dass das Brenngas auf einem Druckniveau von 1,02 bis 3 bar Absolutdruck dem Verbrennungsprozess zugeführt wird. Diese möglicherweise verringerte Druckanforderung kann im Trennteil zu Nutze gemacht werden, weil dieser auf geringeren Drücken betrieben werden kann.
  • Die Ausgestaltung der Luft und Rauchgasführung mittels Gebläse oder Kompressor kann vielfältig ausgestaltet sein. Das Oxidatorgas kann mit einem Gebläse geführt werden (vor oder nach der Vorwärmung, falls vorhanden). Das Oxidationsmittel kann allerdings bereits auch schon bei erhöhtem Druck geliefert werden (aus einem Luftzerleger). Für den Rauchgasrecycle kann ein separates Gebläse direkt im Recycle installiert werden. Zusätzlich kann ein Gebläse im nicht rezyklierten Rauchgas installiert werden, vor und/oder nach der Abkühlung. Gebläse für rezykliertes und nicht rezykliertes Rauchgas können kombiniert werden (im Rauchgasstrom vor der Abzweigung des Recycles). Im nicht rezyklierten Rauchgas kann außerdem nach Abkühlung über indirekten und/oder direkten Wärmetausch eine Kompression erfolgen, mit dem Ziel, einen Kohlendioxidstrom auf einen Abgabedruck verdichten, einen Kohlendioxidstrom zu verflüssigen und/oder einen Kohlendioxidstrom zu einer Druckwechselabsorption zu führen, in welcher beispielsweise Inertgase wie Sauerstoff und Stickstoff entfernt werden können.
  • Eine erfindungsgemäße Anlage zum Dampfspalten, zu deren Merkmalen auf den entsprechenden unabhängigen Patentanspruch verwiesen wird, ist insbesondere zur Durchführung eines Verfahrens wie vorstehend beschrieben eingerichtet. Sie profitiert von den entsprechenden Merkmalen in gleicher Weise, so dass auf die obigen Erläuterungen ausdrücklich verwiesen wird.
  • Die Erfindung wird im Folgenden unter Bezugnahme auf die beiliegenden Figuren näher erläutert, die Ausgestaltungen der Erfindung zeigen. Dabei gelten Bezüge auf Anlagenkomponenten sinngemäß entsprechend auch für in der jeweiligen Komponente durchgeführte Verfahrensschritte und umgekehrt.
    • Kurze Beschreibung der Figuren
    • Figur 1 zeigt eine Dampfspaltanlage.
    • Figur 2 zeigt ein Temperatur-Wärmediagramm
    • Figur 3 zeigt Wärmeanteile in einem Diagramm
    Detaillierte Beschreibung
  • In Figur 1 ist eine gemäß einer Ausführungsform der Erfindung ausgestaltete Dampfspaltanlage schematisch veranschaulicht und insgesamt mit 100 bezeichnet.
  • Die in Figur 1 veranschaulichte Dampfspaltanlage 100 umfasst einen oder mehrere, hier mit einer verstärkten Linie veranschaulichte Prozessöfen bzw. Spaltöfen 10. Nachfolgend ist lediglich der besseren Verständlichkeit halber von "einem" Spaltofen die Rede. Typische Dampfspaltanlagen 100 umfassen eine Reihe von entsprechenden Spaltöfen 10, die bei gleichen oder unterschiedlichen Bedingungen betrieben werden können. Ferner können entsprechende Spaltöfen 10 die nachfolgend erläuterten Komponenten in Ein- oder Mehrzahl aufweisen. Die vorliegende Erfindung ist nicht auf den Einsatz im Zusammenhang mit einer Dampfspaltanlage 100 beschränkt, wie sie in Figur 1 veranschaulicht ist, sondern kann grundsätzlich in allen Dampfspaltanlagen eingesetzt werden, in der Brenner zur Beheizung bereitgestellt sind.
  • Der Spaltofen 10 umfasst eine hier insgesamt mit 11 angegebene Konvektionszone sowie eine hier insgesamt mit 12 angegebene Strahlungszone. In Ausgestaltungen kann beispielsweise auch vorgesehen sein, einer Konvektionszone 11 mehrere Strahlungszonen 12 zuzuordnen.
  • In der Konvektionszone 11 sind im dargestellten Beispiel mehrere Wärmetauscher 13 angeordnet, die jeweils ebenfalls in abweichender Anordnung bzw. Reihenfolge in der Konvektionszone 11 bereitgestellt sein können. Diese Wärmetauscher 13 sind dabei typischerweise in Form von durch die Konvektionstone 11 geführten Rohrbündeln ausgebildet und werden von Rauchgas aus der Strahlungszone 12 umströmt.
  • Die Strahlungszone 12 wird im dargestellten Beispiel mittels mehrerer, hier nur teilweise gesondert bezeichneter, boden- und wandseitig angeordneter Brenner 14 beheizt. Auch eine rein bodenseitige Beheizung ist möglich. Lediglich anhand eines Brenners 14 ist veranschaulicht, wie diesem ein Gasgemisch zugeführt wird, das unter Verwendung eines Brenngases 2 und eines Oxidatorgases 3 sowie unter Verwendung von Rauchgas 4, das im dargestellten Beispiel nach dem dritten der fünf dargestellten Wärmetauscher 13 aus dem Spaltofen 10 ausgeführt wird, gebildet wird. Abhängig von den jeweiligen Randbedingungen einer Anlage kann die Anzahl der Wärmetauscher 13 sowie die Medien, die in den Wärmetauschern erwärmt werden, stark variieren. Dementsprechend kann auch der genaue Ort des Abzweigs des Rauchgasrecycles 4 variieren.
  • Ein nicht entsprechend rezyklierter Anteil des Rauchgases, der ebenfalls jeweils geeigneten (weiteren) Wärmetauschen unterworfen werden kann, ist mit 5 bezeichnet. Dieses Rauchgas 5 kann beispielsweise unter anderem durch einen Wärmetauscher 19 geführt werden, unter Verwendung dessen beispielsweise auch zumindest ein Teil des Oxidatorgases 3 erwärmt werden kann.
  • Die Zusammenführung von Brenngas 2, Oxidatorgas 3 und Rauchgas 4 kann in beliebiger Weise erfolgen und ist nicht auf die hier gezeigte Ausgestaltung beschränkt. Beispielsweise können Oxidatorgas und Rauchgasrecylce vorher gemischt und dann vor oder am Brenner 14 mit dem Brenngas in Kontakt gebracht werden. Für die detaillierte Ausgestaltung hierzu sei auf den Stand der Technik zu entsprechenden Brennern verwiesen. Es ist darüber hinaus auch denkbar, dass der Rauchgasrecycle 4 nach dem Brenner 14 direkt in die Brennkammer geleitet wird, wodurch dem Brenner 14 selbst lediglich Brenngas 2 und Oxidatorgas 3 direkt zugeführt wird, was ggf. eine Anpassung der Brenner aufgrund der lokalen hohen Sauerstoffkonzentration erfordert.
  • Im dargestellten Beispiel wird der Dampfspaltanlage 100 gasförmiger oder flüssiger Einsatzstrom 101 zugeführt. Auch die Verwendung mehrerer Einsatzströme 101 ist möglich. Der Einsatzstrom 101 wird dabei zunächst in einem der Wärmetauscher 13 vorgewärmt. Ferner wird ein Kesselspeisewasserstrom 102 durch die Konvektionszone 11 bzw. einen der Wärmetauscher 13 geführt und vorgewärmt. Der Kesselspeisewasserstrom 102 wird sodann in eine Dampftrommel 15 eingespeist. In einem weiteren der Wärmetauscher 13 in der Konvektionszone 11 wird ein Prozessdampfstrom 103 weiter erwärmt und mit dem Einsatzstrom 101 vereinigt.
  • Ein auf diese Weise gebildeter Sammelstrom 104 aus Einsatz und Dampf wird durch einen weiteren der Wärmetauscher 13 in der Konvektionszone 11 geführt und sodann in typischerweise mehreren Spaltrohren 16 durch die Strahlungszone 12 geführt. Die Darstellung in Figur 1 ist dabei stark vereinfacht. Typischerweise wird ein entsprechender Sammelstrom 104 auf eine Vielzahl von Spaltrohren 16 aufgeteilt und nach dem Durchlaufen der Strahlungszone 12 als Spaltgasstrom wieder in einer gemeinsamen Leitung zusammengefasst (nicht veranschaulicht).
  • Wie in Figur 1 ferner veranschaulicht, kann aus der Dampftrommel 15 ein Dampfstrom 105 entnommen und in einem weiteren der Wärmetauscher 13 in der Konvektionszone 11 erhitzt werden, wodurch ein Hochdruckdampfstrom 106 erzeugt werden kann. Dieser kann in der Dampfspaltanlage 100 an geeigneter Stelle verwendet werden.
  • Aus der Strahlungszone 12 bzw. den Spaltrohren 16 ausgeführtes Spaltgas wird über eine oder mehrere Transferleitungen (nicht gesondert bezeichnet) einem Quenchwärmetauscher 17 zugeführt und dort abgekühlt. Der Quenchwärmetauscher 17 stellt im dargestellten Beispiel einen primären Quenchwärmetauscher dar. Neben einem primären Quenchwärmetauscher 17 können auch sekundäre Quenchwärmetauscher vorhanden sein. Abgekühltes Spaltgas kann weiteren Prozesseinheiten zugeführt werden, die hier stark schematisiert mit 18 angegeben sind. Bei diesen weiteren Prozesseinheiten 18 kann es sich insbesondere um Prozesseinheiten zur Wäsche, Verdichtung und Fraktionierung des Spaltgases handeln, wie sie grundsätzlich auf dem Gebiet bekannt sind. Der Quenchwärmetauscher 17 wird im dargestellten Beispiel mit einem Wasserstrom 106 aus der Dampftrommel 15 beschickt. Ein in dem Quenchwärmetauscher 15 auf diese Weise gebildeter Dampfstrom 107 wird in die Dampftrommel 13 zurückgeführt.
  • Die Figuren 2 und 3 veranschaulichen in Form von Diagrammen die bereits zuvor eingehend erläuterten ersten bis dritten nicht erfindungsgemäßen Alternativen gegenüber einer Ausgestaltung der Erfindung, wobei in Figur 2 eine Wärmemenge in MW auf der Horizontalachse gegenüber einer Temperatur in °C auf der Vertikalachse dargestellt ist. In Figur 2 sind die Werte der ersten nicht erfindungsgemäßen Alternative mit weißen Kreisen und gestrichelten Linien, die Werte der zweiten nicht erfindungsgemäßen Alternative mit schwarzen Kreisen und durchgezogenen Linien, die Werte der dritten nicht erfindungsgemäßen Alternative mit weißen Rauten und wiederum gestrichelten Linien und die Werte gemäß einer Ausgestaltung der Erfindung mit schwarzen Rauten und wiederum durchgezogenen Linien veranschaulicht. In Figur 3 sind die Werte der ersten bis dritten nicht erfindungsgemäßen Alternative mit 301 bis 303 und die Werte gemäß einer Ausgestaltung der Erfindung mit 304 jeweils in Form von Diagrammbalken dargestellt.
  • Figur 2 zeigt damit einen Vergleich von übertragener Wärme für die nicht erfindungsgemäßen Alternativen und die Ausgestaltung der Erfindung. Hierbei ist jeweils die indirekt übertragende Wärme in der Konvektionszone (mittels Wärmetauscher) sowie die zur Atmosphäre freigesetzte Wärme veranschaulicht. Die Kurven beginnen an der "Bridge Wall"-Temperatur am Eingang der Konvektionszone von ca. 1100 bis 1150 °C sowie bei einer Wärmeleistung, die bereits in der Strahlungszone übertragen wurde (beispielsweise ca. 41.7 MW).
  • Figur 3 zeigt jeweils die Gesamtwärme, welche in die Ofensektion eingetragen wurde, unterteilt in unterfeuerte Wärme (schwarz), sensible Wärme durch indirekte Luftvorwärmung (schraffiert) sowie direkte Vorwärmung durch heißen Rauchgasrecycle (weiß). Die Wärme der unterfeuerten Leistung plus indirekte Luftvorwärmung entspricht der übertragenden Gesamtwärme gemäß Figur 2.
  • Zu weiteren aus den Figuren 2 und 3 ableitbaren Merkmalen und Vorteilen der vorliegenden Erfindung sei auf die obigen Ausführungen ausdrücklich verwiesen.

Claims (15)

  1. Verfahren zum Dampfspalten unter Verwendung eines Spaltofens (10), der Spaltrohre (16) aufweist, die unter Verwendung eines Verbrennungsprozesses erwärmt werden, wobei der Verbrennungsprozess unter Verwendung eines Brenngases (2), eines Oxidatorgases (3) und eines Rückführanteils (4) eines in dem Verbrennungsprozess gebildeten Rauchgases (4, 5) durchgeführt wird, wobei das Oxidatorgas (3) einen überatmosphärischen Sauerstoffgehalt und einen unteratmosphärischen Stickstoffgehalt aufweist, und wobei der Rückführanteil (4) des Rauchgases (4, 5) zumindest zum Teil auf einem Temperaturniveau von 160 bis 800 °C und/oder mit einer Temperaturdifferenz von 120 bis 800 K oberhalb einer Umgebungstemperatur des Spaltofens (10) für den Verbrennungsprozess bereitgestellt wird.
  2. Verfahren nach Anspruch 1, bei dem ein nicht zur Bildung des Rückführanteils (4) verwendeter Rest des Rauchgases (5) zumindest zu einem Teil einem Wärmetausch (19) unterworfen wird.
  3. Verfahren nach Anspruch 2, bei dem der Wärmetausch (19) einen Wärmetausch mit zumindest einem Teil des Oxidatorgases (3) umfasst.
  4. Verfahren nach Anspruch 2 oder 3, bei dem der Wärmetausch (19) unter Verwendung eines oder mehrerer, innerhalb oder außerhalb einer Konvektionszone (12) des Spaltofens (10) angeordneter Wärmetauscher durchgeführt wird.
  5. Verfahren nach Anspruch 2, 3 oder 4, bei dem der Wärmetausch (19) ein Auskondensieren von Wasser aus zumindest einem Teil des Rauchgases (4, 5) verursacht und bei dem das Wasser bei einer Abscheidetemperatur von 50 bis 70 °C abgeschieden wird.
  6. Verfahren nach einem der Ansprüche 2 bis 5, bei dem der Wärmetausch (19) ein Direktkontaktkühlen zumindest eines Teils des Rauchgases (4, 5) umfasst.
  7. Verfahren nach Anspruch 6, bei dem das Direktkontaktkühlen unter Verwendung eines bei einem vorgegebenen pH-Wert oder in einem vorgegebenen pH-Wertebereich betriebenen Direktkontaktkühlers durchgeführt wird.
  8. Verfahren nach einem der vorstehenden Ansprüche, bei dem zumindest ein Teil des Rauchgases (4, 5) einer Kohlendioxidabscheidung unterworfen wird.
  9. Verfahren nach einem der vorstehenden Ansprüche, bei dem zumindest ein Teil des Rauchgases (4, 5) an die Atmosphäre abgegeben wird, ohne zuvor durch eine Entstickungseinrichtung geführt zu werden.
  10. Verfahren nach einem der vorstehenden Ansprüche, bei dem das Oxidatorgas einen Sauerstoffgehalt von mehr als 90 Volumenprozent aufweist.
  11. Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 9, bei dem das Oxidatorgas einen Sauerstoffgehalt von mehr 30 und weniger als 90 Volumenprozent aufweist.
  12. Verfahren nach einem der vorstehenden Ansprüche, bei dem dem Spaltofen (10) ein Gasgemisch (18) entnommen wird, aus dem eine zumindest überwiegend Wasserstoff und Methan aufweisende Fraktion abgetrennt wird, wobei die zumindest überwiegend Wasserstoff und Methan aufweisende Fraktion zu einem ersten Anteil zur Bildung des Brenngases oder als das Brenngas verwendet wird, und wobei ein zweiter Teil der zumindest überwiegend Wasserstoff und Methan aufweisenden Fraktion aus dem Verfahren ausgeschleust wird.
  13. Verfahren nach Anspruch 12, bei dem die Wasserstoff und Methan aufweisende Fraktion oder ein Anteil hiervon unter Erhalt des ersten und zweiten Teils als erste und zweite Folgefraktion derart weiter aufgetrennt wird, dass die erste Folgefraktion einen höheren Methananteil als die zweite Folgefraktion und die zweite Folgefraktion einen höheren Wasserstoffanteil als die erste Folgefraktion aufweist.
  14. Anlage (100) zum Dampfspalten, mit einem Spaltofen (10), der Spaltrohre (16) aufweist und zum Erwärmen der Spaltrohre (16) mittels eines Verbrennungsprozesses eingerichtet ist, wobei die Anlage (100) dafür eingerichtet ist, den Verbrennungsprozess unter Verwendung eines Brenngases (2), eines Oxidatorgases (3) und eines Rückführanteils (4) eines in dem Verbrennungsprozess gebildeten Rauchgases (4, 5) durchzuführen, wobei das Oxidatorgas (3) einen überatmosphärischen Sauerstoffgehalt und einen unteratmosphärischen Stickstoffgehalt aufweist, und wobei die Anlage (100) dafür eingerichtet ist, den Rückführanteil (4) des Rauchgases (4, 5) zumindest zum Teil auf einem Temperaturniveau von 160 bis 800 °C und/oder mit einer Temperaturdifferenz von 120 bis 800 K oberhalb einer Umgebungstemperatur des Spaltofens (10) für den Verbrennungsprozess bereitzustellen.
  15. Anlage (100) nach Anspruch 14, die zur Durchführung eines Verfahrens nach einem der Ansprüche 1 bis 13 eingerichtet ist.
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