ES2113044T5 - Metodo integrado, de alta temperatura, para la produccion de oxigeno. - Google Patents
Metodo integrado, de alta temperatura, para la produccion de oxigeno.Info
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Abstract
EL OXIGENO SE SEPARA DEL AIRE MEDIANTE UNA MEMBRANA DE TRANSPORTE DE IONES A ALTA TEMPERATURA, QUE SE INTEGRA CON UN SISTEMA DE TURBINA DE GAS, PARA RECUPERACION DE ENERGIA PROCEDENTE DE LA CORRIENTE NO PERMEABLE DE MEMBRANA. EL AIRE SE COMPRIME, SE CALIENTA EN UNA PRIMERA FASE DE CALENTAMIENTO, Y SE PASA A TRAVES DEL LATERAL DE ALIMENTACION DE UNA ZONA DE MEMBRANA CONDUCTORA MEZCLADA, PARA OBTENER UN PRODUCTO DE OXIGENO DE GRAN PUREZA SOBRE EL LATERAL PERMEABLE DE LA ZONA DE MEMBRANA. EL GAS NO PERMEABLE PROCEDENTE DE LA ZONA DE MEMBRANA SE CALIENTA EN UNA SEGUNDA FASE DE CALENTAMIENTO Y SE PASA A TRAVES DE UNA TURBINA DE GAS CALIENTE PARA RECUPERACION DE ENERGIA. LAS TEMPERATURAS OPERATIVAS DE LA ZONA DE MEMBRANA Y DE LA TURBINA DE EXPANSION SE MANTIENEN INDEPENDIENTEMENTE MEDIANTE EL CONTROL DEL RITMO DEL AUMENTO DE CALOR EN LAS FASES PRIMERA Y SEGUNDA, CON LO QUE LA ZONA DE MEMBRANA Y LA TURBINA DE EXPANSION SE DESUNEN TERMICAMENTE PARA MAXIMA EFICACIA DE RECUPERACION DE OXIGENO.
Description
Método integrado, de alta temperatura, para la
producción de oxígeno.
La presente invención pertenece a la recuperación
de oxígeno por un sistema de membrana de transporte de iones a
elevada temperatura, y en particular se refiere a la integración
térmica de un sistema de membrana conductora mixta con una turbina
de expansión de gases calientes.
El oxígeno es un gas importante desde el punto de
vista económico que se utiliza ampliamente en aplicaciones
industriales a gran escala. Están apareciendo nuevas utilizaciones
para el oxígeno en procesos avanzados de temperatura elevada para la
fabricación de hierro y de acero, gasificación de carbón, combustión
enriquecida mediante oxígeno, y en particular en la generación de
potencia por ciclo combinado de gasificación integrada. En estas
aplicaciones a gran escala, el coste del oxígeno producido por
tecnología convencional criogénica o no criogénica es una parte
importante de los costes operativos totales, y un coste más reducido
de oxígeno fomentará la comercialización de estas tecnologías
emergentes. Nuevos procesos de separación de oxígeno que se puedan
integrar térmicamente con estos procesos avanzados a elevada
temperatura reducirán la energía consumida en la producción de
oxígeno, que a su vez fomentará el desarrollo técnico y comercial de
dichos sistemas integrados.
El oxígeno puede ser recuperado del aire a
elevadas temperaturas por materiales cerámicos de óxidos inorgánicos
utilizados en forma de membranas de transporte de iones no porosas,
selectivamente permeables. Un diferencial de presión parcial de
oxígeno o un diferencial de voltaje a través de la membrana provoca
que los iones de oxígeno emigren a través de la membrana desde el
lado de alimentación al lado en el que ha tenido lugar la permeación
en el que los iones se recombinan formando electrones y oxígeno
gaseoso. Una membrana de transporte iónico del tipo activado a
presión queda definido en esta descripción como membrana conductora
mixta, en la que los electrones emigran simultáneamente a través de
la membrana para preservar la neutralidad eléctrica interna. Una
membrana de transporte iónico del tipo activado eléctricamente se
define en esta descripción como membrana de electrolito sólido en la
que los electrones fluyen desde el lado de permeación al lado de
alimentación de la membrana en un circuito externo activado por un
diferencial de voltaje. Una revisión globalizada de las
características y aplicaciones de las membranas de transporte de
iones es la que se indica en el informe titulado "Advanced Oxygen
Separation Membranes" por J. D. Wright y R. J. Copeland, Informe
Nº TDA-GRI-90/0303 preparado para el
Gas Research Institute, Septiembre 1990.
En la recuperación de oxígeno del aire a elevadas
temperaturas (de modo típico de 700ºC a 1100ºC) utilizando membranas
de transporte iónico, se dispone una cantidad significativa de
energía calorífica en las corrientes de la membrana con y sin
permeación. La utilización efectiva de esta energía en la operativa
global de un sistema de membrana de transporte de iones es necesario
si el sistema tiene que ser competitivo con la tecnología criogénica
convencional para producción de oxígeno a gran escala. La
recuperación de energía y la utilización efectiva de la misma es
posible por la integración de compresores, dispositivos de
combustión, turbinas de gases calientes, turbinas de vapor e
intercambiadores de calor con el módulo de membrana conductora de
tipo mixto. La Patente U.S.A. 4.545.787 da a conocer la producción
de oxígeno y potencia neta en el funcionamiento integrado de una
membrana cerámica conductora de tipo mixto. El aire es comprimido,
calentado y obligado a pasar a través de un separador de membrana
para producir una corriente de oxígeno de permeación y una corriente
que contiene oxígeno sin permeación. La corriente sin permeación es
quemada con un combustible y los gases calientes de la combustión
son expansionados en una turbina de gases calientes. La turbina
proporciona potencia en el eje para el compresor e impulsa un
generador para la salida de electricidad y el escape de la turbina
es utilizado opcionalmente para la cogeneración de vapor de agua o
para precalentar el aire comprimido alimentado a la membrana. De
forma alternativa, la membrana es colocada más abajo de la fase de
combustión.
La Patente U.S.A. Nº 5.035.727 describe la
recuperación de oxígeno mediante una membrana electrolito sólida
conjuntamente con una turbina de gas de combustión externa, en la
que el aire comprimido es calentado indirectamente y obligado a
pasar por el módulo de la membrana. El gas sin permeación es
expansionado a través de una turbina de gases calientes, el escape
de la turbina es calentado por combustión directa y los productos de
la combustión proporcionan calor indirectamente al producto de
alimentación de la membrana. Se recupera vapor de agua a partir del
calor de desperdicio después de intercambio calorífico con el
producto de alimentación de la membrana.
La Patente U.S.A. Nº 5.118.395 describe la
recuperación de oxígeno a partir de los gases de escape de una
turbina utilizando una membrana de electrolito sólido con la
coproducción de potencia eléctrica y vapor de agua. Un quemador
suplementario calienta la turbina de escape antes de la membrana, y
se genera vapor de agua por el flujo sin permeación de la membrana.
La Patente U.S.A. Nº 5.174.866 relacionada da a conocer un sistema
similar en el que el escape intermedio de la turbina se hace pasar a
través de la membrana y la corriente de la membrana sin permeación
es expansionada adicionalmente a través de otra etapa de turbina. En
ambas patentes, la potencia en el eje de la turbina es utilizada
para impulsar el compresor de aire y un generador eléctrico.
El informe de J. D. Wright y R. J. Copeland que
se ha identificado anteriormente da a conocer en la página 55 un
sistema de membrana cerámica accionada por turbina en el que el aire
es comprimido, calentado indirectamente en un calentador con
quemador y pasado a través de la membrana para proporcionar oxígeno
y un gas sin permeación. El gas sin permeación es quemado con gas
natural en el calentador con quemador y los productos de la
combustión son expansionados en una turbina de gases calientes para
impulsar el compresor y generar potencia eléctrica. El calentamiento
del aire alimentado a la membrana y la combustión de combustible y
de gas sin permeación antes de la turbina se consiguen de este modo
en una cámara de combustión única de tipo integrado.
La Patente U.S.A. Nº 5.245.110 (equivalente a la
publicación internacional PCT Nº WO 93/06041) da a conocer la
integración de una turbina de gas con un sistema de membrana
selectiva al oxígeno. El lado de permeación de la membrana es
barrido con aire para proporcionar un producto de aire enriquecido
que contiene aproximadamente 35% en volumen de oxígeno. El producto
de aire enriquecido es utilizado en un reformador de hidrocarburos o
proceso de gasificación, y los gases sobrantes del reformador o
gasificador son introducidos en la cámara de combustión de la
turbina de gas para equilibrar el flujo de gases calientes a la
turbina. El nitrógeno procedente del producto de permeación y el
aire de barrido de la membrana substituyen la masa perdida cuando el
oxígeno es consumido en el proceso reformador o gasificador, lo cual
mantiene la turbina en equilibrio térmico y de masas
deseado.
deseado.
Un artículo titulado "Separation of Oxygen by
Using Zirconia Solid Electrolyte Membranes" por D. J. Clark y
otros en Gas Separation and Purification 1992, Vol. 6, Nº 4,
páginas 201-205 da a conocer un sistema de
cogeneración por turbina de gas-gasificación de
carbón de tipo integrado con recuperación de oxígeno para su
utilización en el gasificador. El producto sin permeación en la
membrana es quemado con gas procedente del gasificador y se hace
pasar al sistema de cogeneración de la turbina de gas.
Un sistema de generación de potencia de ciclo
combinado es un sistema altamente eficaz que utiliza una turbina de
gas para impulsar un generador eléctrico, de manera que el calor es
recuperado del escape de la turbina en forma de vapor de agua que
impulsa un generador eléctrico adicional. Se facilita una
descripción de sistemas de generación de potencia por ciclo
combinado típicos en la publicación The Chemical Engineer, 28
Enero de 1993, páginas 17-20. El compresor, cámara
de combustión y turbina de expansión son diseñados cuidadosamente e
integrados para hacer máximo el rendimiento de cada componente y por
lo tanto el rendimiento del sistema integrado. Preferentemente,
estos sistemas funcionan en condiciones de diseño de estado
permanente puesto que las desviaciones significativas con respecto a
dichas condiciones afectarán de forma adversa el rendimiento
del
sistema.
sistema.
El desarrollo satisfactorio y la comercialización
de la producción de oxígeno mediante membranas de transporte de
iones requerirá sistemas flexibles que maximicen la utilización de
energía permitiendo el funcionamiento de componentes de sistema en
condiciones óptimas. Además, es altamente deseable la integración de
dichos sistemas con una fuente de calor disponible y un sumidero de
calor, tal como un sistema de generación de potencia mediante
turbina. La invención que se da a conocer a continuación y que se
describe en las reivindicaciones significa un progreso de la técnica
y proporciona métodos mejorados para la producción de oxígeno
mediante un sistema integrado de membrana de transporte de
iones/turbina de gas.
La presente invención es un procedimiento para la
recuperación de oxígeno a partir de una mezcla de gases según se
especifica en la reivindicación 1.
La invención comprende asimismo métodos para la
operativa de un proceso de recuperación de oxígeno, según se
especifica en las reivindicaciones 5 y 8.
Utilizando los métodos de la presente invención
es posible desconectar térmicamente el funcionamiento de la zona de
la membrana y la turbina de expansión de gases calientes al operar
cada una a la temperatura óptima para un rendimiento global máximo
del proceso de recuperación de oxígeno.
La figura 1 es un diagrama de flujo de proceso de
una primera realización de la presente invención.
La figura 2 es un diagrama de flujo de proceso de
una segunda realización de la presente invención.
La figura 3 es un diagrama de flujo de proceso de
una tercera realización de la presente invención.
La figura 4 es un gráfico de la energía
específica consumida en MMBTU por tonelada de oxígeno en comparación
con la presión de alimentación de la membrana para tres
configuraciones de proceso según la presente invención.
La figura 5 es un gráfico de la energía
específica consumida en MMBTU por tonelada de oxígeno con respecto a
la presión de alimentación de la membrana para una configuración
alternativa del procedimiento de la presente invención.
La presente invención utiliza una membrana para
el transporte de iones de tipo cerámico, sólida, integrada en un
proceso de alta temperatura en el que se utiliza calor de modo
efectivo para la operativa de los procesos de la membrana y de alta
temperatura. Los procesos de la membrana y de alta temperatura
funcionan a diferentes temperaturas para hacer máximo el rendimiento
de cada uno de ellos. La membrana funciona por un mecanismo en el
que un diferencial de presión parcial de oxígeno o un diferencial de
voltaje a través de la membrana provoca que los iones de oxígeno
emigren a través de la membrana desde el lado de alimentación al
lado de permeación, en el que los iones de oxígeno se recombinan
para formar oxígeno gaseoso y electrones libres. Una membrana de
transporte iónico del tipo activado a presión queda definida en este
caso como membrana conductora mixta en la que los electrones emigran
simultáneamente a través de la membrana para preservar la
neutralidad eléctrica interna. El término activado a presión
significa que los iones de oxígeno se desplazan a través de la
membrana en dirección de la presión parcial decreciente. Una
membrana para el transporte de iones de tipo activado eléctricamente
queda definida en este caso como membrana de electrolito sólido, en
la que el flujo de electrones desde el lado de permeación hacia el
lado de alimentación de la membrana es un circuito externo activado
por un diferencial de voltaje. Una membrana mecánicamente perfecta
de cualquier tipo que funciona sin fugas de gas es infinitamente
selectiva para el oxígeno; en aplicaciones prácticas se puede
conseguir un producto de oxígeno de alta pureza conteniendo como
mínimo 98% en volumen de
oxígeno.
oxígeno.
La presente invención comprende varias
realizaciones y un procedimiento para recuperar oxígeno desde una
mezcla de gases que contiene oxígeno, preferentemente aire, a
elevada temperatura, utilizando una membrana conductora mixta que
está integrada térmicamente con una turbina de expansión de gases
calientes para hacer máximo el rendimiento de la utilización de
energía en la recuperación de oxígeno con los productos simultáneos
o coproductos alternativos constituidos por vapor y electricidad. La
característica clave de toda la realización de la invención, tal
como se describe, es el desacoplamiento térmico de la membrana
conductora de tipo mixto y la turbina de gases calientes, lo cual
significa que cada uno de ellos funciona a una temperatura que
permite el funcionamiento más eficaz del sistema combinado. Esto se
consigue al controlar la combustión de los dispositivos de
combustión o "combustores" de combustión directa, tal como se
describe en la siguiente memoria.
Una primera realización de la invención es la
indicada en la figura 1. El gas (1) que contiene oxígeno,
preferentemente aire, es comprimido en el compresor (101) a una
presión entre 3,45 y 34,5 bar (50 y 500 psia), preferentemente de
5,5 a 21 bar (80 a 300 psia). El compresor (101) es un compresor
centrífugo, axial, o alternativo, opcionalmente de fases múltiples,
y opcionalmente con enfriamiento intermedio. Cuando funciona sin
enfriamiento intermedio en una modalidad adiabática, la corriente de
alimentación comprimida (3) se encontrará a una temperatura de 182 a
593ºC (360 a 1.100ºF); cuando funciona con enfriamiento intermedio
en una modalidad isotérmica, la corriente comprimida (3) se
encontrará a una temperatura de 66 a 149ºC (150 a 300ºF). La
corriente de alimentación comprimida es opcionalmente precalentada
en la zona de intercambio calorífico (103) por intercambio
calorífico indirecto con la corriente de proceso caliente (5) (que
se definirá más adelante) y la corriente caliente (7) pasa hacia
adentro del quemador de combustión directa (105). Este quemador es
un llamado combustor, por ejemplo del tipo conocido y utilizado en
la técnica de las turbinas de gas, siendo preferentemente de
combustión de gas, y utiliza gas (9) como combustible, que es gas
natural, gas de síntesis que comprende hidrógeno y monóxido de
carbono, gas de refinería que contienen hidrocarburos mixtos u otra
mezcla de gases combustibles. El quemador (105) funciona con un
exceso de aire suficiente, tal que la corriente de combustión
caliente (11) contiene aproximadamente 10-20% en
volumen de oxígeno a una temperatura de 427 a 1093ºC (800 a
2.000ºF), preferentemente de 533 a 871ºC (1.000 a 1.600ºF). La
corriente (11) pasa por el lado de alimentación de la zona de
separación (107) con membrana comprendiendo la membrana (108),
preferentemente una membrana conductora de tipo mixto, en la que el
oxígeno se difunde a través de la membrana con activación de una
presión parcial de oxígeno con un diferencial en una gama de 14 a
551 kPa (2 a 80 psi), y la corriente (13) de oxígeno de alta pureza
que contiene un mínimo de 98% en volumen de oxígeno es retirada de
aquélla a una presión de 14 a 207 kPa (2 a 30 psia). La corriente
sin permeación caliente (15) es retirada a una presión próxima a la
de alimentación y contiene de 6 a 18% en volumen de oxígeno. La
membrana (108) funciona en una gama de temperatura de 427 a 1093ºC
(800 a 2.000ºF), preferentemente de 538 a 871ºC (1.000 a 1.600ºF).
La zona de separación (107) de la membrana está dimensionada de
manera típica y funciona de forma tal que hasta 80% aproximadamente
del oxígeno de la corriente (11) de alimentación de la membrana se
recupera como producto
(13).
(13).
De manera alternativa, la membrana (108) de
transporte de iones puede ser del tipo de electrolito sólido, tal
como se ha descrito anteriormente, que es activada por un
diferencial de voltaje a través de la membrana en la que los
electrones son conducidos a través de un circuito externo con
electrodos porosos fijados a las superficies de la membrana. En esta
modalidad operativa el producto de permeación de oxígeno es
recuperado a la presión de alimentación o por encima de la
misma.
La membrana de transporte de iones (108) es
típicamente un conjunto cerámico sólido en forma de tubos, láminas o
un panal monolítico. La membrana divide la zona (107) de separación
de membrana en un lado de alimentación que tiene una presión parcial
de oxígeno más elevada y una lado de permeación que tiene una
presión parcial de oxígeno más baja. Las composiciones típicas del
material de la membrana activa se indican en artículos
representativos de Y. Teraoka y otros en Chemistry Letters,
1985, páginas 1743-1746 y por H. Iwahara y otros en
Advances in Ceramics, Vol. 24: Science and Technology of
Zirconia III, páginas 907-914, o en el artículo de
J. D. Wright y R. J. Copeland que se ha citado anteriormente.
Cualquier material de la membrana cerámica sólida
que permite la permeación selectiva de oxígeno en forma de iones de
oxígeno de tipo de conductor mixto o de electrolito sólido que se
han descrito anteriormente puede ser utilizado en la presente
invención. Se describen membranas preferentes del tipo de conductor
mixto en la Patente U.S.A. Nº 5.240.480. Esta patente da a conocer
una membrana que comprende una capa porosa con un radio de poros
promedio menor de 10 micras sobre el cual se deposita una capa densa
no porosa en la que tanto el substrato poroso como la capa densa no
porosa comprenden óxidos metálicos multicomponentes capaces de
conducir electrones e iones de oxígeno. Esta membrana compuesta
funciona a temperaturas por encima de 500ºC y recupera oxígeno de
alta pureza por el mecanismo explicado anteriormente. Se describen
membranas representativas en las que la capa porosa y/o la capa
densa están constituidas a partir de óxidos metálicos de componentes
múltiples seleccionado del grupo que consiste en
La_{0,2}Ba_{0,8}Co_{0,8}Fe_{0,2}O_{3-x},
Pr_{0,2}Ba_{0,8}Co_{0,8} Fe_{0,2}O_{3-x},
y La_{0,2}Ba_{0,8}Co_{0,6}Cu_{0,2}Fe_{0,2}
O_{3-x} en las que x tiene un valor entre 0 y
1.
Se pueden construir membranas preferentes del
tipo de electrolito sólido depositando una capa delgada de óxido de
componentes múltiples sobre un substrato poroso, tal como se
describe en la Patente U.S.A. 5.160.618. Una membrana preferente
comprende óxido de circonio estabilizado con óxido de itrio que ha
sido depositado en los microporos de una superficie de alúmina
dopada con lantano de un substrato de alúmina porosa que tiene un
diámetro promedio de poros menor de aproximadamente 50 nanómetros y
en la capa superficial del substrato de alúmina de manera que el
grosor del óxido de circonio estabilizado con óxido de itrio es de
0,5 micras o menos. La capa de óxido de circonio estabilizada con
óxido de itrio es depositada a una temperatura de
700-1100ºC a una presión de 0,13 a 99 kPa (1 a 760
torr) a lo largo de un período de tiempo comprendido entre 1 y 120
minutos por el método siguiente. Un mínimo de dos haluros metálicos,
por ejemplo cloruro de itrio y cloruro de circonio son vaporizados
en una cara del substrato descrito anteriormente y un gas oxidante
tal como una mezcla de oxígeno y agua establece contacto con el otro
lado del substrato. Las dos mezclas de gases se difunden y
reaccionan dentro de los poros de la capa de superficie porosa para
depositar los óxidos metálicos correspondientes en los mismos,
formando la membrana capaz de separar una mezcla de gas que contiene
oxígeno por el mecanismo que se ha descrito anteriormente. Este
recubrimiento delgado del material de la membrana activa se puede
depositar sobre tubos, láminas o panal monolítico antes o después de
su acoplamiento en un módulo de membrana.
Haciendo referencia nuevamente a la figura 1, la
corriente sin permeación (15), que en este caso contiene de 6 a 18%
en volumen de oxígeno, es quemada con el combustible (17) en el
quemador de combustión directa (109) (que típicamente es similar al
quemador -105-) generando un producto de combustión caliente (19) a
una temperatura de 427 a 1.649ºC (800 a 3.000ºF) y a una presión
comprendida entre 344 y 3445 kPa (50 y 500 psia). El producto de
combustión caliente (19) se hace pasar a través de la turbina (111)
de expansión de gases calientes para generar potencia en el eje, y
la corriente de escape (21) es retirada de la misma a una
temperatura de 93 a 204ºC (200 a 400ºF) y a una presión comprendida
entre 103 y 277 kPa (15 y 40 psia). La turbina (111) es del tipo
bien conocido en la técnica de fabricación de turbinas de gas, tal
como la turbina de Modelo LM500 fabricada por General Electric. De
forma opcional, la turbina (111) puede estar enlazada mecánicamente
con el compresor (101) por el eje (113) de manera que se suministra
la potencia necesaria para la compresión por la turbina (111). De
modo opcional, una parte de la potencia en el eje de la turbina
(111) con intermedio del eje (121) es utilizada para producir
electricidad en el generador (122). Opcionalmente, por lo menos una
parte (5) de los gases de escape (21) de la turbina son utilizados
en forma de corriente de proceso caliente que se ha mencionado con
anterioridad en la zona de intercambio calorífico (103) para
precalentar la corriente comprimida (3). Opcionalmente, como mínimo
una parte (23) del escape (21) de la turbina puede ser utilizada en
la zona (115) de intercambio calorífico para vaporizar el agua de
alimentación (25) de la caldera de vapor para generar vapor (27) de
manera típica a una presión de 1033 a 10335 kPa (150 a 1.500 psia).
La corriente (27) puede ser facilitada al exterior como producto
principal, o bien opcionalmente por lo menos una parte (29) puede
ser expansionada en la turbina de vapor (117) para proporcionar
potencia en el eje de forma directa o indirectamente para el
compresor (101) o para accionar el generador (119) para producir
electricidad para utilización interna o para enviarla al exterior.
De manera alternativa y preferentemente, la corriente (27) es
enviada al exterior totalmente o utilizada totalmente en la
turbina
(117).
(117).
La característica esencial de la invención
ilustrada en la realización de la figura 1 es el funcionamiento
independiente de la zona (107) de separación de la membrana
conductora de tipo mixto y la turbina de expansión (111) a
diferentes temperaturas por el control apropiado de las proporciones
de combustión respectivas de los quemadores de combustión directa
respectivos (105) y (109) por control de los caudales de gas
combustible (9) y (17) respectivamente. Por ejemplo, una membrana
preferente (108) funciona a una temperatura de 899ºC (1.650ºF)
mientras que la turbina (111) funciona de la manera más eficaz a una
temperatura de entrada típica de 1.093ºC (2.000ºF) y el
procedimiento de la presente invención posibilita el control
independiente de esas temperaturas mediante los dos quemadores de
combustión directa (105) y (109). Esto no era posible utilizando los
procesos anteriormente conocidos que se han descrito con
anterioridad. El control de estas temperaturas se puede describir en
terminología de método de control del modo siguiente:
- (a)
- comprimir la mezcla de gas (1) que contiene oxígeno;
- (b)
- calentar la mezcla de gas comprimido resultante (7) de la fase (a) al quemar la mezcla con el combustible (9) en el quemador de combustión directa (105);
- (c)
- hacer pasar la corriente (11) comprimida y caliente de la fase (b) hacia adentro de la zona (107) de separación de la membrana comprendiendo una o varias membranas conductoras (108) selectivas para el oxígeno, y retirar de la misma la corriente (13) de permeación de oxígeno de alta pureza y la corriente sin permeación (15) caliente que contiene oxígeno;
- (d)
- medir la temperatura de la corriente sin permeación caliente (15), que contiene oxígeno, comparar la temperatura medida con una primera temperatura de ajuste y utilizar la diferencia entre la temperatura medida y la primera temperatura de ajuste para corregir la tasa de combustión del quemador de combustión directa (105), manteniendo así la temperatura de la zona de separación de la membrana en la primera temperatura de ajuste;
- (e)
- calentar adicionalmente la corriente sin permeación (15) por combustión de la corriente con el combustible (17) en el quemador de combustión directa (109).
- (f)
- pasar la otra corriente adicional caliente sin permeación (19) de la fase (e) a través de la turbina de expansión (111) para generar potencia en el eje y retirar de la misma la corriente de salida o escape (21) de la turbina; y
- (g)
- medir la temperatura de la corriente calentada adicionalmente, sin permeación (19) antes de la turbina de expansión (111), comparar la temperatura medida con una segunda temperatura indicada y utilizar la diferencia entre la temperatura medida y la segunda temperatura indicada para corregir la tasa de combustión del quemador de combustión directa (109), manteniendo de esta manera la temperatura a la entrada de la turbina de expansión a la segunda temperatura indicada.
Las temperaturas operativas de la zona (107) de
separación de la membrana y de la turbina de expansión (111) se
mantienen de forma independiente y por lo tanto la zona (107) de
separación de la membrana y la turbina de expansión (111) están
térmicamente desconectadas para conseguir un mejor rendimiento en la
recuperación de oxígeno (13) y en la producción opcional de vapor
(27) o de potencia eléctrica por el generador (119).
Una realización alternativa de la invención es la
mostrada en la figura 2, que es idéntica a la realización de la
figura 1, excepto en que el quemador (105) se ha eliminado y ha sido
substituido por el quemador de combustión directa (123) que quema el
combustible (31) con la corriente sin permeación (15) que contiene
oxígeno y asimismo, que la mezcla (7) de gas comprimido es calentada
indirectamente en la zona de intercambio calorífico (125) contra el
efluente (33) del quemador (123). El gas comprimido (35) calentado
de forma indirecta que es preferentemente aire, tal como se ha
indicado anteriormente, pasa hacia adentro de la zona (107) de
separación de la membrana. Esto difiere de la realización anterior
por el hecho de que la zona de separación de la membrana (107)
recibe aire de alimentación, mientras que en la realización
anterior, la membrana recibe producto de la combustión procedente
del quemador (105). De este modo, en la realización de la figura 2
la membrana recibe un producto de alimentación que contiene 21% en
volumen de oxígeno, mientras que en la figura 1 el producto de
alimentación de la membrana después de la combustión contiene menos
oxígeno, requiriendo por esta razón un área superficial de la
membrana mayor para la recuperación equivalente de oxígeno a
temperaturas y presiones totales equivalentes. No obstante, la
realización de la figura 1 no requiere la zona de intercambio
calorífico (125) en la realización de la figura 2 y por lo tanto, la
figura 1 muestra un sistema más simple que requeriría una inversión
de capital más reducida.
La característica esencial de la invención
mostrada en la realización de la figura 2, tal como se ha descrito
anteriormente para la figura 1, es el funcionamiento independiente
de la zona (107) de separación de la membrana conductora mixta y la
turbina de expansión (111) a diferentes temperaturas por el control
apropiado de las tasas de combustión respectivas de los quemadores
de combustión directa (123) y (109) por control de los caudales de
gas combustible (31) y (17), respectivamente. El control de estas
temperaturas se puede describir en terminología de método de control
del modo siguiente:
- (a)
- comprimir la mezcla de gases (1) que contiene oxígeno;
- (b)
- calentar la mezcla de gas comprimido resultante de la fase (a) por intercambio calorífico indirecto en la zona de intercambio calorífico (125) con la corriente de gas de combustión caliente (33), consiguiendo una corriente de gas combustión enfriada (34);
- (c)
- hacer pasar la corriente resultante comprimida y calentada (35) de la fase (b) a la zona (107) de separación de membrana comprendiendo una o varias membranas conductoras mixtas (108) selectivas para el oxígeno y retirando de la misma una corriente de permeación (13) de oxígeno de alta pureza y una corriente (15) sin permeación caliente, que contiene oxígeno;
- (d)
- quemar la corriente caliente (15) sin permeación, que contiene oxígeno con combustible (31) en el quemador de combustión directa (123) para conseguir la corriente (33) de gases de combustión calientes;
- (e)
- medir la temperatura de la corriente sin permeación caliente (15) que contiene oxígeno, comparar la temperatura medida con una primera temperatura de ajuste y utilizar la diferencia entre la temperatura medida y la primera temperatura de ajuste para corregir la tasa de combustión del quemador de combustión directa (123) manteniendo de esta manera la temperatura de salida de la zona de separación (107) de la membrana a la primera temperatura de ajuste;
- (e)
- calentar la corriente (34) de gases de combustión enfriadas por combustión de dicha corriente con combustible (17) en el quemador (109) de combustión directa para conseguir un producto de combustión (19) a una temperatura elevada;
- (f)
- hacer pasar el producto (19) de combustión a elevada temperatura por la turbina de expansión (111) para generar potencia en el eje y retirar de la misma la corriente de escape (21) de la turbina; y
- (g)
- medir la temperatura del producto (9) de combustión a elevada temperatura antes de la turbina de expansión (111), comparar la temperatura medida con una segunda temperatura de ajuste y utilizar la diferencia entre la temperatura medida y la segunda temperatura de ajuste para corregir la proporción o tasa de combustión del quemador de combustión directa (109), manteniendo de esta manera la temperatura de entrada de la turbina de expansión (111) a la segunda temperatura de ajuste.
Las temperaturas operativas de la zona (107) de
separación de la membrana y de la turbina de expansión (111) se
mantienen independientemente y por lo tanto, la zona (107) de
separación de la membrana y la turbina de expansión (111) están
desconectadas térmicamente entre sí para conseguir un rendimiento
óptimo en la recuperación de oxígeno (13) y produciendo
opcionalmente vapor de agua (27) o potencia eléctrica por el
generador (119).
Una realización alternativa de la invención es la
que se muestra en la figura 3. Un gas (1) que contiene oxígeno,
preferentemente aire, es comprimido en el compresor (101) a una
presión comprendida entre 344 y 3445 kPa (50 y 500 psia),
preferentemente entre 551 y 2067 kPa (80 a 300 psia) tal como se ha
descrito en las realizaciones anteriores. La corriente comprimida
(3) es dividida en las corrientes (37) y (39). La corriente (37) es
precalentada opcionalmente por intercambio calorífico indirecto con
el escape (5) de la turbina de expansión en la zona de intercambio
calorífico (127), y la corriente (41) es calentada a una temperatura
de 427 a 1093ºC (800 a 2.000ºF) por intercambio calorífico
indirecto con la corriente (33) de gases de combustión calientes en
la zona de intercambio calorífico (129), dando lugar a una corriente
enfriada (43) que contiene de 10 a 20% en volumen de oxígeno y una
corriente de alimentación (45) dividida y calentada. La corriente
(39) de alimentación dividida es precalentada opcionalmente por
intercambio calorífico indirecto con la corriente de permeación
caliente (13) de oxígeno de alta pureza en la zona de intercambio
calorífico (131) y la corriente (47) calentada resultante es
combinada con la corriente dividida calentada (45). La corriente
combinada (49) pasa por el lado de alimentación de la zona de
separación (107) de la membrana conductora de tipo mixto
comprendiendo la membrana conductora de tipo mixto (108), de manera
que el oxígeno se difunde a través de la membrana activado por un
diferencial de presión parcial de oxígeno en una gama de 14 a 551
kPa (2 a 80 psi), y la corriente (13) de oxígeno de alta pureza que
contiene como mínimo 98% en volumen de oxígeno es retirada de la
misma a una presión de 14 a 207 kPa (2 a 30 psia). La corriente (15)
sin permeación es retirada a una presión próxima a la de
alimentación y contiene de 2 a 20% en volumen de oxígeno. La
membrana (108) funciona en una gama de temperatura de 800 a 2.000ºF,
preferentemente de 538 a 871ºC (1.000 a 1.600ºF). La membrana
conductora de tipo mixto (108) ha sido descrita anteriormente con
referencia a la
figura 1.
figura 1.
Opcionalmente, la corriente (53) de producto de
oxígeno es enfriada adicionalmente en un dispositivo de
refrigeración (135), y la corriente enfriada (55) es retirada a
través de la soplante (137) para producir vacío a una presión de 2 a
30 psia para conseguir el producto (57). Esta es una forma operativa
preferente porque la presión parcial de oxígeno que produce una
fuerza para producir el paso a través de la membrana (108) se
incrementa de manera significativa, lo que reduce el área necesaria
de membrana para una tasa de producción de oxígeno determinada.
La corriente sin permeación (15) que contiene
oxígeno es objeto de combustión con el combustible (31) en el
quemador (123) de combustión directa y la corriente (33) de gas de
combustión caliente es enfriada con respecto a la corriente de
alimentación dividida (41) en la zona de intercambio calorífico
(129), dando lugar a una corriente enfriada (43) que se ha descrito
anteriormente. La corriente (43) que contiene de 5 a 21% en volumen
de oxígeno es objeto de combustión con el combustible (17) en un
quemador (109) de combustión directa (que es similar al quemador
(105) de la figura 1) para generar el producto (19) de combustión
caliente a una temperatura de 371 a 1699ºC (700 a 3.000ºF) a una
presión comprendida entre 344 y 3445 kPa (50 y 500 psia). El
producto de combustión caliente (19) pasa a través de la turbina de
expansión de gases (111) para generar potencia en el eje y el escape
(21) es retirado de la misma a una temperatura de 93 a 593ºC (200 a
1.100ºF) y a una presión comprendida entre 103 y 277 kPa (15 y 40
psia). La turbina (111) es de tipo bien conocido en la tecnología de
las turbinas de gas tal como se ha descrito anteriormente. De manera
opcional, la turbina (111) puede quedar mecánicamente enlazada con
el compresor (101) por medio del eje (113) de manera que la potencia
de compresión requerida es suministrada por la turbina (111).
Opcionalmente, como mínimo una parte (5) del escape (21) de la
turbina es utilizada tal como se ha indicado anteriormente en la
zona (127) de intercambio calorífico para precalentar la
alimentación (37) comprimida y dividida. Opcionalmente, como mínimo
una parte (23) del escape (21) de la turbina puede ser utilizada en
la zona (115) de intercambio calorífico para vaporizar el agua de
alimentación (25) de la caldera para generar vapor de agua (27)
típicamente a una presión de 689 a 10335 kPa (100 a 1.500 psia). El
vapor (27) puede ser enviado al exterior como producto principal, u
opcionalmente como mínimo una parte puede ser expansionada en la
turbina de vapor (117) para proporcionar potencia al eje directa o
indirectamente para el compresor (101) o para impulsar el generador
(119) para producir electricidad para utilización interna o para
facilitarla al exterior. De manera alternativa y preferentemente, el
vapor (27) es enviado totalmente al exterior o utilizado totalmente
en la turbina
(117).
(117).
En una modalidad opcional que no es parte de la
presente invención, la corriente (49) hacia la zona (107) de
separación de la membrana puede ser calentada por combustión con el
combustible (51) en el quemador de combustión directa (133) en cuyo
caso, el quemador (123) y la zona (129) de intercambio calorífico no
son necesarias. Esta disposición es similar a la realización de la
figura 1 que utiliza dos quemadores (105) y (109) que son
equivalentes respectivamente a los quemadores (133) y (109) de la
figura 3.
La división de la corriente (3) de alimentación
comprimida en dos corrientes (37) y (39) es controlada de manera que
el caudal de la corriente (39) se ajuste de manera íntima al caudal
de la corriente (13), simplificando de esta manera el diseño de la
zona de intercambio calorífico (47) y utilizando el área superficial
del intercambiador de la manera más eficaz. De manera similar, los
flujos de las corrientes (33) y (41) se acoplarán, simplificando de
esta manera el diseño de la zona de intercambio calorífico (129) y
utilizando el área superficial del intercambiador de la manera más
eficaz.
La característica esencial de la invención que se
ha mostrado en la realización de la figura 3, tal como se ha
descrito anteriormente para las figuras 1 y 2, es el funcionamiento
independiente de la zona (107) de separación de la membrana
conductora mixta y de la turbina de expansión (111) a diferentes
temperaturas por control apropiado de las tasas o proporciones de
combustión de los quemadores de combustión directa (123) y (109) por
regulación de los caudales de gas combustible (31) y (17),
respectivamente. De manera alternativa, en la modalidad opcional
explicada anteriormente, las correspondientes tasas de combustión de
los quemadores de combustión directa (133) y (109) son controladas
por regulación de los caudales de aire de los gases combustibles
(51) y
(17).
(17).
Tal como se ha descrito anteriormente, las
temperaturas operativas de la zona de separación (107) de la
membrana y de la turbina de expansión (111) se mantienen de forma
independiente y por lo tanto la zona (107) de separación de la
membrana y la turbina de expansión (111) están térmicamente
desconectadas para conseguir un rendimiento óptimo en la
recuperación de oxígeno (13) y produciendo opcionalmente vapor (27)
o potencia eléctrica por el generador (119). Preferentemente, la
turbina de expansión (111) funciona a sus presión y temperatura de
entrada máximas
permisibles.
permisibles.
La invención en cada una de las tres
realizaciones descritas anteriormente puede funcionar para producir
oxígeno como producto único si no existe mercado para vapor y/o
potencia eléctrica en una localización determinada. En este caso, la
turbina (21) de gases de escape es utilizada para precalentar el
producto comprimido (3) de la membrana en la zona de intercambio
calorífico (103) de la figura 1 o alternativamente para precalentar
la alimentación dividida (37) en la zona de intercambio calorífico
(127) de la figura 3. Si existe mercado en una localización
determinada para vapor y/o potencia eléctrica como productos
adicionales, la opción preferente consiste en producir oxígeno y uno
o ambos de dichos productos adicionales. En este caso, la turbina
(21) de gases de escape es utilizada para producir vapor en la zona
de intercambio calorífico (115) que es enviado al exterior o
utilizado parcial o totalmente para impulsar la turbina de vapor
(117) y el generador (119).
La forma operativa preferente es la producción de
oxígeno con vapor y/o potencia eléctrica como productos secundarios.
La razón de ello es que esta modalidad hace mínimas las exigencias
de equipo necesarias para la producción de oxígeno y proporciona el
potencial para la integración efectiva de la energía con el sistema
de vapor y de potencia del utilizador del oxígeno.
La zona de intercambio calorífico (115) tal como
se ha mostrado esquemáticamente en las figuras 1-3
es esencialmente una caldera de vapor que recupera calor de los
gases calientes por vaporización del agua de alimentación de la
caldera tal como se conoce en esta técnica. Las zonas de intercambio
calorífico gas-gas a elevada temperatura (103),
(125), (129), y (131) tal como se han mostrado esquemáticamente en
las figuras 1-3 pueden utilizar cualquier tipo de
intercambiador de calor apropiado para este servicio. Dichos
intercambiadores de calor son fabricados, por ejemplo, por Hague
International and Heatric, Ltd.
Los cálculos de balance de calor y de materiales
fueron llevados a cabo para diferentes realizaciones de proceso de
la figura 3 utilizando simulaciones por ordenador de los componentes
del proceso incluyendo quemadores, membrana conductora de tipo
mixto, compresor, soplante para vacío, turbina de gas de combustión,
turbina de vapor e intercambiadores de calor. La base del proceso se
ajustó para una membrana funcionando a una temperatura de 850ºC y
una recuperación global de oxígeno de 80% con respecto al máximo de
oxígeno recuperable para una presión parcial determinada de oxígeno.
El gas natural es el combustible para los calentadores de combustión
directa. Los rendimientos de etapas para el compresor, turbina de
combustión y turbina de vapor son 78%, 87%, y 80% de los
rendimientos isentrópicos, respectivamente. La presión de descarga
de la turbina de vapor es de 1,1 bar (1,2 psig) y el condensado
máximo permisible en la turbina de vapor es de 12%. Las temperaturas
del agua de alimentación de la caldera y de gas en la chimenea son
de 32ºC y 107ºC respectivamente. Las caidas de presión totales son
de 1,035 bar (15 psi) en el circuito de alimentación/sin permeación
y de 0,13 bar (1,9 psi) (100 torr) en el circuito de
permeación/producto. La diferencia de temperatura entre las
corrientes caliente y fría en los intercambiadores de calor
gas-gas es de 14ºC y la temperatura de salida del
compresor es de
204ºC.
204ºC.
Se llevó a cabo un balance térmico y de
materiales para una modalidad operativa opcional según la figura 3
en la que el escape (21) de la turbina de gas es utilizado
completamente en la zona (115) de intercambio calorífico para
generar vapor (27) a una presión de 42,4 bar (614,7 psia) para uso
externo. El compresor de aire (101) es impulsado por la turbina
(111) de gases calientes. La turbina de vapor (117), el generador
(119), y la zona (127) de intercambio calorífico de precalentamiento
no se utilizan. El producto con oxígeno (53) es tomado directamente
a presión atmosférica y el refrigerador (135) y la soplante de vacío
(137- no se utilizan. El proceso funciona de manera que se produce
una unidad de producto con oxígeno de 1,0 toneladas/día a partir de
una unidad de alimentación de aire de 8,9 toneladas/día con una
recuperación real de oxígeno de 47,6%. Las dimensiones reales de la
planta podrían variar de 10 a 2.000 toneladas/día. Los parámetros
operativos clave comprenden la temperatura de la entrada en la zona
de separación de la membrana de 850ºC y una presión de 12,05 bar
(174,7 psia). En la Tabla 1 se establece un resumen de corrientes
para el balance térmico y de material.
\vskip1.000000\baselineskip
Se llevó a cabo un balance térmico y de material
para una modalidad operativa alternativa según la figura 3 en la que
la corriente de escape (21) de la turbina de gas es utilizada
completamente en la zona de intercambio calorífico (115) para
generar vapor de agua (27) a una presión de 18,3 bar (264,7 psia).
El compresor de aire (101) es accionado por la turbina de gases
calientes (111). El vapor (29) es utilizado para impulsar la turbina
(117), y no se envía vapor para utilización externa. El generador
(119) y la zona de intercambio calorífico de precalentamiento (127)
no se utilizan y la potencia en el eje en la turbina (117)
proporciona una parte de la potencia para el compresor (101). El
producto con oxígeno (53) es tomado directamente a presión
atmosférica y el refrigerador (135) y la soplante de vacío (137) no
se utilizan. El procedimiento funciona para producir un producto de
oxígeno de 1,0 toneladas/día a partir de una alimentación de aire de
6,3 toneladas/día con una recuperación de oxígeno de 52,6%. Los
parámetros operativos clave incluyen la temperatura de la entrada de
la zona de separación de la membrana de 850ºC y una presión de 13,4
bar (194,7 psia). En la Tabla 2 se establece un resumen de
corrientes para el balance térmico y de material.
\vskip1.000000\baselineskip
Se llevó a cabo un balance térmico y de material
para otra modalidad alternativa operativa según la figura 3 en la
que el escape (21) de la turbina de gas es utilizado de forma
completa para precalentar la corriente de alimentación de aire
dividida (37) en la zona de intercambio calorífico (127). El
compresor de aire (101) es impulsado por la turbina de gases
calientes (111). No se genera vapor, y la zona de intercambio
calorífico (115) y la turbina (117) no se utilizan. El generador
(119) no se utiliza. El producto de oxígeno (53) es tomado
directamente a presión atmosférica y el refrigerador (135) y la
soplante de vacío (137) no se utilizan. El proceso funciona
produciendo un producto de oxígeno de 1,0 toneladas/día a partir de
una unidad de alimentación de aire de 6,0 toneladas/día con una
recuperación real de oxígeno de 55,6%. Los parámetros operativos
clave incluyen una temperatura de 850ºC en la entrada a la zona de
separación de la membrana y una presión de alimentación de la
membrana de 14,8 bar (214,7 psia). Se indica en la Tabla 3 un
resumen de corrientes para el balance térmico y de material.
El balance térmico y de material fue repetido
para una serie de presiones de alimentación para determinar el
efecto de la presión en el consumo específico de energía y los
resultados se indican en la figura 5. Se observa que aumentando la
presión de alimentación de 6,9 bar (100 psia) disminuye
significativamente el consumo específico de energía, y que la
ventaja de incrementar la presión de alimentación resulta
despreciable por encima de 31 bar (450 psia) aproximadamente.
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(Tabla pasa a página
siguiente)
\newpage
Se llevó a cabo un balance térmico y de material
para otra modalidad operativa alternativa de la figura 3 en la que
el escape (21) de la turbina de gas es utilizado por completo en la
zona de intercambio calorífico (115) para generar vapor (27) a una
presión de 88 bar (1275 psia) para utilización externa. El compresor
de aire (101) y la soplante de vacío (137) son impulsadas por la
turbina de gases calientes (111). La turbina de vapor (117), el
generador (119) y la zona (127) de intercambio calorífico de
precalentamiento no se utilizan. El oxígeno (53) es enfriado en el
refrigerador (135) y retirado a una presión inferior a la
atmosférica de 0,4 bar (5,8 psia) por la soplante de vacío (137)
para facilitar el producto de oxígeno (57) a presión atmosférica. El
proceso es realizado produciendo una unidad de producto de oxígeno
de 1,0 toneladas/día a partir de una unidad de alimentación de aire
de 9,5 toneladas/día con una recuperación real del oxígeno de 45,5%.
Los parámetros operativos clave comprenden una temperatura de 850ºC
en la entrada de la zona de separación de la membrana y una presión
de 5,1 bar (74,7 psia) y una presión de permeación de 0,53 bar (7,7
psia). Un resumen de corrientes para el balance térmico y de
material se indica en la Tabla 4.
Se llevó a cabo un balance térmico y de material
para otra modalidad operativa alternativa según la figura 3 en la
que el escape (21) de la turbina de gas es utilizado por completo
para precalentar la alimentación (37) de aire dividida en la zona de
intercambio calorífico (127). El compresor de aire (101) y la
soplante de vacío (137) son impulsados por la turbina (111) de gases
calientes. No se genera vapor, y la zona (115) de intercambio
calorífico y la turbina (117) no se utilizan. El generador (119) no
se utiliza. El oxígeno (53) es enfriado en el refrigerador (135) y
es retirado a una presión inferior a la atmosférica de 0,4 bar (5,8
psia) por la soplante de vacío (137) consiguiendo el producto de
oxígeno (57) a presión atmosférica. El proceso funciona para
producir una unidad de producto de oxígeno de 1,0 toneladas/día a
partir de una alimentación de aire de 6,2 toneladas/día con una
recuperación real de oxígeno de 52,6%. Los parámetros operativos
clave incluyen una temperatura de 850ºC en la entrada de la zona de
separación de la membrana y una presión de 6,5 bar (94,7 psia). Se
establece un resumen de corrientes para el balance térmico y de
material en la Tabla 5.
Se repitieron los balances de calor y material de
los Ejemplos 1, 2 y 4 para diferentes valores de presión de
alimentación de la membrana para determinar el efecto de la presión
sobre la energía consumida por unidad de oxígeno producida para las
diferentes configuraciones del proceso. Los resultados quedan
indicados en la figura 4 en la que la energía específica consumida
como MMBTU por tonelada de oxígeno se ha indicado con respecto a la
presión de alimentación de la membrana para las tres configuraciones
del proceso.
Se observa de la figura 4 que para la
configuración del proceso del Ejemplo 1, en la que se produce
oxígeno a una presión de 16,6 psia y el calor de desperdicio de la
turbina es utilizado para la generación de vapor para utilización
externa, la energía específica disminuye al incrementar la presión
de alimentación y la ventaja de incrementar la presión de
alimentación resulta despreciable por encima de 11,7 bar (170 psia)
aproximadamente. Para la configuración de proceso del Ejemplo 2, se
produce oxígeno a una presión de 1,4 bar (16,6 psia) y el calor de
desperdicio de la turbina es utilizado para generar vapor. El vapor
es utilizado para generar potencia en el eje de la turbina que
suplementa la potencia de la turbina de gas utilizada para la
compresión del aire de alimentación. Tal como se aprecia en la
figura 4, para el Ejemplo 2, el consumo específico de energía
disminuye al aumentar la presión de alimentación y la ventaja de
incrementar la presión de alimentación resulta despreciable
aproximadamente por encima de 14 bar (200 psia). Se observa además
que para el proceso con la configuración del Ejemplo 4, en el que el
oxígeno es producido a una presión de 0,53 bar (7,7 psia) por
utilización de una soplante de vacío y el calor de desperdicio de la
turbina es utilizado para generar vapor para utilización externa, la
energía específica incrementa lentamente al aumentar la presión de
alimentación. Los datos de la figura 4 indican que el vapor de
utilización externa es preferible en general con respecto a la
utilización del vapor para generar potencia en el eje para la
compresión de los gases de alimentación y que el funcionamiento de
la membrana a una presión de la corriente de permeación por debajo
de la atmosférica es una opción deseable para disminuir el consumo
específico de energía.
Datos de consumo específico de energía
seleccionados para las configuraciones de proceso mostradas en el
Ejemplo 6 se compararon con el consumo equivalente de energía de
procesos de separación criogénicos según el estado de la técnica. La
mayor parte de plantas de separación de aire de tipo criogénico son
impulsadas eléctricamente y las plantas criogénicas más eficaces
según el estado de la técnica pueden producir oxígeno gaseoso con un
consumo de energía eléctrica mínimo de aproximadamente 250
KWH/tonelada. Para comparar el consumo de energía de un proceso
criogénico impulsado eléctricamente con el impulsado térmicamente de
la presente invención sobre una base común es necesario determinar
una conversión equivalente entre la energía térmica y la energía
eléctrica. Un método útil para ello consiste en comparar la energía
eléctrica y la energía térmica directa (como gas natural) en base a
los costes. Con la finalidad de comparación de este ejemplo, el
precio de la electricidad se ha seleccionado en 4,0 céntimos/KWH y
el precio del gas natural se ha considerado \textdollar2,00/MMBTU.
Los costes específicos de energía por tonelada de oxígeno producido
con una presión de alimentación de aire en la membrana de 12 bar
(175 psia) según la figura 4, se compara con la de un proceso
criogénico según el estado de la técnica en la Tabla 6. Esta
comparación muestra que el proceso de la presente invención es más
eficaz desde el punto de vista de costes de la energía que la
tecnología convencional de procesos criogénicos para la producción
de oxígeno. La razón fundamental para esta diferencia es que la
presente invención utiliza energía térmica directa, mientras que el
proceso criogénico típico es activado por electricidad y la
utilización de electricidad incluye de manera inherente las
reducciones de rendimiento de la transformación de energía térmica
en electricidad.
| Proceso | \textdollar/Tonelada de oxígeno | |
| Potencia específica mínima típica para separación criogénica | 10,00 | |
| Presente invención: | ||
| producto a 16,6 psia y vapor para utilización externa | ||
| (Ejemplo 1) | 4,70 | |
| producto a 16,6 psia y vapor para una turbina de vapor | ||
| (Ejemplo 2) | 7,30 | |
| producto a 7,7 psia y vapor para utilización externa | ||
| (Ejemplo 4) | 1,90 | |
| 1 psia = 0,069 bar |
\newpage
Por lo tanto, el proceso de la presente invención
es un método muy eficaz desde el punto de vista de coste de la
energía para la producción de oxígeno por la utilización de energía
térmica directa. El proceso es más eficaz desde el punto de vista de
la energía que la tecnología convencional de separación de aire de
tipo criogénico. En contraste con procesos con membrana de
transporte de iones de tecnologías anteriores, la presente invención
permite un control independiente de la temperatura de la membrana y
de la turbina de gas, desconectando así térmicamente cada uno de
estos componentes clave para permitir la producción más eficaz de
oxígeno para una realización determinada del proceso. El proceso
puede funcionar únicamente para la producción de oxígeno, pero es
preferible que funcione para la coproducción de vapor y/o
electricidad. En todas las realizaciones de la presente invención,
la desconexión térmica de la membrana y de la turbina de gas es la
característica clave que permite un funcionamiento global con el
máximo rendimiento.
Claims (10)
1. Procedimiento para la recuperación de oxígeno
de una mezcla de gas que contiene oxígeno que comprende las
siguientes fases:
- (a)
- comprimir dicha mezcla de gases que contiene oxígeno;
- (b)
- dividir la mezcla de gases comprimidos resultante de la fase (a) en una primera y una segunda corrientes de gas comprimido;
- (c)
- calentar dicha primera corriente de gas comprimido, calentar dicha segunda corriente de gas comprimido y combinar las corrientes calientes resultantes en una corriente de alimentación combinada;
- (d)
- hacer pasar dicha corriente de alimentación combinada hacia adentro de una zona de separación con membrana que comprende una o varias membranas de transporte de iones selectivas al oxígeno;
- (e)
- retirar de dicha zona de separación con membrana una corriente de permeación de oxígeno de alta pureza y una corriente sin permeación que contiene oxígeno;
- (f)
- calentar adicionalmente dicha corriente sin permeación;
- (g)
- enfriar la corriente sin permeación calentada resultante de la fase (f) mediante intercambio de calor indirecto con dicha segunda corriente de aire comprimido, proporcionando de esta manera calentamiento a dicha segunda corriente de aire comprimido en la fase (c); y
- (h)
- calentar la corriente sin permeación enfriada resultante de la fase (g), haciendo pasar la corriente calentada resultante a través de una turbina de expansión para generar potencia en el eje y retirar de la misma una corriente de escape de la turbina;
en el que las temperaturas
operativas en dicha zona de separación con membrana y dicha turbina
de expansión se mantienen independientemente por el control de la
proporción de adición de calor a cada una de dichas primera y
segunda corrientes de gas comprimido en la fase (c) y a dicha
corriente sin permeación enfriada resultante en la fase (h), de
manera que dicha zona de separación con membrana y dicha turbina de
expansión están térmicamente desconectadas para conseguir un
rendimiento óptimo en la recuperación de dicho
oxígeno.
2. Procedimiento, según la reivindicación 1, en
el que dicha primera corriente de gas comprimido es calentada por
intercambio calorífico indirecto con dicha corriente de permeación
de oxígeno de alta pureza, proporcionando de esta manera una
corriente refrigerada de oxígeno de alta pureza.
3. Procedimiento, según la reivindicación 1, en
el que la mezcla de gas comprimido resultante de la fase (a) es
calentada por intercambio calorífico indirecto con dicha corriente
de escape de la turbina antes de la fase (b).
4. Procedimiento, según la reivindicación 1, que
comprende además la utilización de, como mínimo, una parte de dicha
potencia en el eje para proporcionar como mínimo una parte de la
potencia para comprimir dicha mezcla de gases de la fase (a).
5. Método para la realización de un proceso de
recuperación de oxígeno a partir de una mezcla de gases que contiene
oxígeno que comprende:
- (a)
- comprimir dicha mezcla de gases que contiene oxígeno;
- (b)
- calentar la mezcla de gases comprimidos resultantes de la fase (a) por combustión de dicha mezcla con un combustible en un primer quemador de combustión directa;
- (c)
- hacer pasar la corriente comprimida y caliente resultante de la fase (b) hacia adentro de una zona de separación con membrana que comprende una o varias membranas de transporte de iones selectivas al oxígeno y retirar de la misma una corriente de permeación caliente de oxígeno de gran pureza y una corriente sin permeación caliente que contiene oxígeno;
- (d)
- medir la temperatura de dicha corriente caliente sin permeación, que contiene oxígeno, comparando la temperatura de medición con una primera temperatura de ajuste y utilizando la diferencia entre la temperatura medida y la primera temperatura de ajuste para corregir la proporción de combustión de dicho primer quemador de combustión directa, manteniendo de esta manera dicha primera temperatura de ajuste;
- (e)
- calentar adicionalmente dicha corriente sin permeación por combustión de dicha corriente con un combustible en un segundo quemador de combustión directa;
- (f)
- hacer pasar la corriente sin permeación calentada adicionalmente de la fase (e) a través de una turbina de expansión para generar potencia en el eje y retirar de la misma una corriente de escape de la turbina; y
- (g)
- medir la temperatura de dicha corriente sin permeación calentada adicionalmente antes de dicha turbina de expansión, comparando la temperatura medida con una segunda temperatura de ajuste y utilizando la diferencia entre la temperatura medida y la segunda temperatura de ajuste para corregir la proporción de combustión de dicho segundo quemador de combustión directa, manteniendo así dicha segunda temperatura de ajuste;
de manera que las temperaturas
operativas de dicha zona de separación con membrana y dicha turbina
de expansión son mantenidas de forma independiente y de manera que
dicha zona de separación con membrana y dicha turbina de expansión
están térmicamente desconectadas para conseguir un máximo
rendimiento en la recuperación de dicho
oxígeno.
6. Procedimiento, según la reivindicación 5, que
comprende además la utilización de, como mínimo, una parte de dicha
potencia en el eje para proporcionar como mínimo una parte de la
potencia para comprimir dicha mezcla de gases de la fase (a).
7. Método, según la reivindicación 5, en el que
dicha mezcla de gases comprimida resultante de la fase (a) es
precalentada antes de la fase (b) por intercambio calorífico
indirecto con, como mínimo, una parte de dicha corriente de escape
de la turbina.
8. Método para el funcionamiento de un proceso
para la recuperación de oxígeno a partir de una mezcla de gases que
contiene oxígeno, que comprende:
- (a)
- comprimir dicha mezcla de gases que contiene oxígeno;
- (b)
- calentar la mezcla de gases comprimidos resultantes de la fase (a) por intercambio calorífico indirecto con una corriente de gas de combustión caliente, produciendo una corriente de gas de combustión enfriado;
- (c)
- hacer pasar la corriente caliente y comprimida resultante de la fase (b) hacia adentro de una zona de separación con membrana que comprende una o varias membranas de transporte de iones selectivas al oxígeno y retiradas de la misma una corriente de permeación caliente de oxígeno de gran pureza y una corriente caliente sin permeación que contiene oxígeno;
- (d)
- quemar dicha corriente sin permeación caliente que contiene oxígeno con un combustible en un primer quemador de combustión directa para producir dicha corriente de gas de combustión caliente;
- (e)
- medir la temperatura de dicha corriente sin permeación, caliente, que contiene oxígeno comparando la temperatura medida con una primera temperatura de ajuste y utilizando la diferencia entre la temperatura medida y la primera temperatura de ajuste para corregir la proporción de combustión de dicho primer quemador de combustión directa, manteniendo por lo tanto, dicha primera temperatura de ajuste;
- (f)
- calentar dicha corriente de gas de combustión enfriada por combustión de dicha corriente con un combustible en un segundo quemador de combustión directa para la producción de un producto de combustión a elevada temperatura;
- (g)
- hacer pasar dicho producto de combustión a elevada temperatura a través de una turbina de expansión para generar potencia en el eje y retirar de la misma una corriente de escape de la turbina; y
- (h)
- medir la temperatura de dicho producto de combustión a elevada temperatura antes de dicha turbina de expansión, comparando la temperatura de medición con una segunda temperatura de ajuste y utilizando la diferencia entre la temperatura medida y la segunda temperatura de ajuste para corregir la proporción de combustión de dicho segundo quemador de combustión directa, manteniendo de este modo dicha segunda temperatura de ajuste;
de manera que las temperaturas
operativas de dicha zona de separación con membrana y de dicha
turbina de expansión son mantenidas independientemente y de manera
que dicha zona de separación con membrana y dicha turbina de
expansión están térmicamente desconectadas para conseguir un
rendimiento óptimo en la recuperación de dicho
oxígeno;
9. Procedimiento, según la reivindicación 8, que
comprende además la utilización de, como mínimo, una parte de dicha
potencia en el eje para proporcionar por lo menos una parte de la
potencia para comprimir dicha mezcla de gases de la fase (a).
10. Método, según la reivindicación 8, en el que
dicha mezcla de gases comprimida resultante de la fase (a) es
precalentada antes de la fase (b) por intercambio calorífico
indirecto con, como mínimo, una parte de dicha corriente de escape
de la turbina.
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