ES2896399T3

ES2896399T3 - Composición de disolvente para la recuperación de dióxido de carbono

Info

Publication number: ES2896399T3
Application number: ES11776875T
Authority: ES
Inventors: Prateek Bumb
Original assignee: Carbon Clean Solutions Ltd
Current assignee: Carbon Clean Solutions Ltd
Priority date: 2010-09-20
Filing date: 2011-09-16
Publication date: 2022-02-24
Anticipated expiration: 2031-09-16
Also published as: CA2820678A1; EP2618914A1; WO2012038865A1; EP2618914B1; AU2011306506A1; CN103153433A; WO2012038866A1; CA2820678C; DK2618914T3; PL2618914T3; WO2012038868A1; PT2618914T; US20130164204A1

Abstract

Un disolvente para la recuperación de dióxido de carbono de una mezcla gaseosa, que comprende: N-metildietanolamina (MDEA) en una concentración de 10 % en peso (porcentaje en peso) a 50 % en peso, un promotor que es piperazina o N-metil piperazina y está en una concentración de 0,5 % en peso a 50 % en peso, y un tampón de carbonato compuesto por carbonato de potasio y bicarbonato de potasio, en una concentración entre el 2 º% en peso y el 25 de % en peso.

Description

DESCRIPCIÓN

Composición de disolvente para la recuperación de dióxido de carbono

Campo técnico

La presente divulgación se refiere a una composición de disolvente para la recuperación de dióxido de carbono de una mezcla gaseosa. Más particularmente, la divulgación se refiere a formulaciones de disolventes mejoradas que utilizan menos energía y aumentan la eficiencia de la captura de carbono. La divulgación también aborda la alta capacidad de carga del CO2 y la necesidad de energía con respecto al disolvente de captura de dióxido de carbono existente. Antecedentes

El dióxido de carbono (CO2) es uno de los principales gases de efecto invernadero responsables del calentamiento global, por lo que se están realizando grandes esfuerzos para desarrollar tecnologías que permitan su captura a partir de corrientes de gases de procesos (por ej., gases de combustión, gas natural, gas de hornos de coque y gases de refinería (ROG)).

El dióxido de carbono se emite en grandes cantidades de grandes fuentes fijas. Las mayores fuentes de dióxido de carbono son las centrales eléctricas de carbón convencionales. La tecnología desarrollada para estas fuentes también debería ser aplicable al CO2. Captura de calderas de gas y petróleo, centrales eléctricas de ciclo combinado, gasificación de carbón y plantas de hidrógeno. La absorción/extracción es principalmente una tecnología establecida y, por tanto, es adecuada tanto para las calderas existentes como para las nuevas. El uso de procesos de absorción y desgasificación (stripping) para la recuperación del dióxido de carbono de las mezclas gaseosas es bien conocido en la técnica. El proceso convencional de captura de carbono consiste en una columna de absorción, una columna de desgasificación y una unidad de compresión. La mezcla gaseosa entra en el absorbedor donde entra en contacto con el disolvente. La corriente enriquecida que sale del absorbedor tiene dióxido de carbono atrapado en la composición del disolvente. El dióxido de carbono capturado se desgasifica en la columna de desgasificación con la ayuda de la energía de vapor proporcionada por el recalentador. La corriente aérea del desgasificador se condensa y el condensado se devuelve al desgasificador, mientras que la corriente gaseosa, rica en dióxido de carbono, se comprime y se destina a las aplicaciones adecuadas.

El principal inconveniente del sistema convencional de captura de carbono es que se necesita una gran cantidad de energía para separar el dióxido de carbono del disolvente enriquecido. Se necesita vapor a alta presión para separar el dióxido de carbono y, por tanto, el compresor y el recalentador del desgasificador suponen una importante reducción de potencia de la unidad industrial.

Además, existen diferentes tecnologías de separación de CO2 siendo la absorción realizada con disolventes químicos la opción más factible En este tipo de operaciones, los absorbentes a base de alcanolaminas y sus mezclas se aplican ampliamente. Las alcanolaminas industrialmente importantes para la eliminación de CO 2 son la amina primaria, la amina secundaria y la amina terciaria. La invención aborda la alta capacidad de carga de CO2 y la necesidad de energía con respecto al disolvente de captura de dióxido de carbono existente. La desventaja con el disolvente convencional es que el sistema requiere más energía. El disolvente convencional presenta varias desventajas con el tratamiento de la mezcla gaseosa, como la degradación química, la degradación térmica y la corrosividad.

El documento EP 0224 348 A2 divulga un proceso para la eliminación de gases ácidos de una mezcla gaseosa. El documento DE 19828977 Al está dirigido a un método para la eliminación de componentes de gases ácidos de los gases. El documento WO 2004/089512 Al divulga una mezcla de poliaminas y sales alcalinas para la eliminación de dióxido de carbono de las corrientes de gas. Por último, el documento US 4,440,731 A va dirigido a un proceso para la eliminación del dióxido de carbono de los gases industriales.

A la luz del debate anterior, es necesario desarrollar un sistema que consuma menos energía para recuperar el dióxido de carbono de las mezclas gaseosas. Y también proporcionar una formulación de disolvente mejorada que busque superar los obstáculos asociados con el sistema de disolvente convencional y reducir la necesidad de energía en todo el proceso de captura.

El documento RU2244587 divulga la purificación fina de gases con eliminación de dióxido de carbono a presiones elevadas.

Resumen de la divulgación

La invención se expone en la serie de reivindicaciones adjunta. En particular, la invención se refiere a:

Un disolvente para la recuperación de dióxido de carbono de una mezcla gaseosa, que comprende:

N-metildietanolamina (MDEA) en una concentración de 10 % en peso (porcentaje en peso) a 50 % en peso,

un promotor que es piperazina o N-metil piperazina y está en una concentración de 0,5 % en peso a 50 % en peso, y

un tampón de carbonato compuesto por carbonato de potasio y bicarbonato de potasio, en una concentración entre el 2 y el 25 de % en peso.

Un aspecto de la presente divulgación se refiere a una composición de disolvente para la recuperación de dióxido de carbono de una mezcla gaseosa, que comprende dietanolamina, piperazina o su derivado, sal alcalina, opcionalmente junto con carbonato cúprico.

En un aspecto de la divulgación, la amina es N-metil dietanolamina, en una concentración que oscila entre aproximadamente el 10 % en peso y aproximadamente el 50 % en peso.

En un aspecto de la divulgación, el derivado de la piperazina se selecciona entre la piperazina, en una concentración que oscila entre el 0,5 % en peso y el 50 % en peso aproximadamente, o la N-metil piperazina en una concentración que oscila entre el 0,5 % en peso y el 50 % en peso aproximadamente.

En un aspecto de la divulgación, el carbonato de potasio y una sal de bicarbonato, en una concentración que oscila entre aproximadamente el 2 % en peso y aproximadamente el 25 % en peso.

En un aspecto de la divulgación, el carbonato cúprico está en una concentración que oscila entre aproximadamente 50ppm a 300ppm.

Breve descripción de las figuras acompañantes

Con el fin de que la divulgación pueda ser fácilmente comprendida y puesta en práctica, se hará referencia ahora a las realizaciones ejemplares que se ilustran con referencia a las figuras acompañantes. La figura, junto con una descripción detallada a continuación, se han incorporado y forman parte de la especificación, y sirven para ilustrar un poco más las realizaciones y explicar varios principios y ventajas, de acuerdo con la presente divulgación:

La Figura 1 muestra la configuración experimental de un reactor con celdas de agitación. La Figura 2 muestra la configuración experimental del Equilibrio vapor-líquido.

La Figura 3 muestra los resultados experimentales y la presión parcial de equilibrio prevista del modelo de CO2 sobre la solución acuosa de K2CO3 al 20 % en peso a diferentes temperaturas.

La Figura 4 muestra los resultados experimentales y la presión parcial de equilibrio prevista del modelo de CO2 sobre la solución acuosa de K2CO3 al 30 % en peso a diferentes temperaturas.

La Figura 5 muestra la presión parcial del Equilibrio de CO2 sobre mezclas acuosas de (MDEA+PZ).

La Figura 6 muestra la presión parcial de equilibrio de CO2 prevista del modelo ENRTL sobre (4,081 m MDEA+0,653 m K2CO3+ 0,147 m KHCO3+ 0,408 m PZ) en el rango de temperatura de (313 -333) K.

La Figura 7 muestra los coeficientes de actividad previstos del modelo ENRTL de especies en fase líquida de un disolvente (4,081 m MDEA+0,653 m K2C03+ 0,147 m KHCO3+ 0,408 m PZ) cargado con CO2 a 313 K.

La Figura 8 muestra la concentración en fase líquida de equilibrio prevista del modelo ENRTL de diferentes especies de un disolvente (4,081 m MDEA+0,653 m K2CO3+ 0,408 m PZ) cargado con CO2 a 323 K.

La Figura 9 muestra el pH previsto del modelo ENRTL de un disolvente (4,081 m MDEA+0,653 m K2C2CO3+ 0,147 m KHCO3+ 0,408 m PZ) cargado con CO2 a diferentes temperaturas.

La Figura 10 muestra la presión parcial de la amina de equilibrio prevista del modelo ENRTL (volatilidad de la amina) de un disolvente (4,081 m MDEA+0,653 m K2CO3+ 0,147 m KHCO3+ 0,408 m PZ) cargado con CO2 a diferentes temperaturas.

La Figura 11 muestra el calor específico previsto del modelo ENRTL de la mezcla de un disolvente (4,081 m MDEA+0,653 m K2CO3+ 0,147 m KHCO3+ 0,408 m PZ) cargado con CO2 a diferentes temperaturas.

La Figura 12 muestra la concentración en fase líquida de equilibrio prevista del modelo ENRTL de diferentes especies de un disolvente (4,081 m MDEA+0,653 m K2CO3+ 0,147 mKHCO³+ 0,408 m PZ) cargado con CO2 a 323 K.

La Figura 13 muestra el calor de absorción diferencial (-AHabS) frente a la carga de disolvente APBS1.

La Figura 14 muestra el calor de absorción diferencial (-AHabS) frente a la carga (entre 0,2 y 0,6) del disolvente APBS1.

La Figura 15 muestra la presión parcial de CO2 sobre la mezcla de MDEA-MPZ-K²CO³-KHCO³-H20 a una temperatura de 25 °C.

La Figura 16 muestra la comparación bibliográfica con (CO2 MDEA) y (CO2 MDEA-MPZ-K2C03-KHC03).

La Figura 17 muestra un diagrama de flujo del proceso del sistema convencional de captura de carbono.

Descripción detallada de la divulgación

La mezcla de disolventes propuesta proporciona tasas de absorción de CO2 más rápidas y una mayor capacidad para CO2 y presenta menor calor de desorción de CO2. El menor calor de desorción de CO2 disminuye las necesidades de vapor del recalentador. La cinética de absorción más rápida crea soluciones más ricas con los mismos costes de capital del absorbedor. La composición de la mezcla de disolventes propuesta tiene entre un 10% en peso y un 50% en peso de N-metildietanolamina, entre un 0,5 % y un 50 % en peso de piperazina o sus derivados, entre un 2 % y un 25 % en peso de sales alcalinas y, opcionalmente, con carbonato cúprico.

En la presente divulgación, se investiga la cinética de la reacción del CO2 con la mezcla MDEA piperazina (PZ) K2CO3 KHCO3+ H2O. Además, se sustituye la PZ por otro promotor, a saber, la N-metil piperazina (MPZ) y se investiga la cinética de la reacción utilizando la solución acuosa formulada, a saber, MDEA MPZ K2CO3 KHCO3 H2O. Debido a sus características de amina terciaria, la solución MDEA tiene una alta capacidad de eliminación de CO2. Aunque el carbonato potásico tiene una baja reactividad con el CO2, su coste de regeneración es bajo. La PZ y la MPZ, que son diaminas cíclicas, se utilizan como promotores.

En una realización de la presente divulgación, la tecnología de la presente solicitud se explica con la ayuda de los siguientes ejemplos. Sin embargo, los ejemplos no deben interpretarse como una limitación de la divulgación.

Abreviaturas utilizadas:

EJEMPLO 1: Caracterización del sistema de disolvente

Los disolventes convencionales para la captura de CO2 presentan varios inconvenientes en el tratamiento de los gases de combustión, como la degradación química, la degradación térmica, la corrosividad y los elevados gastos de capital y de explotación. Este aspecto de la divulgación se refiere a las formulaciones mejoradas de disolventes que intentan superar los obstáculos asociados con el sistema de disolventes convencional. La formulación del disolvente se refiere a una mezcla de disolvente con una concentración específica para cada componente. La mezcla de disolventes propuesta proporciona tasas de absorción de CO2 más rápidas y una mayor capacidad para el CO2 y presenta menor calor de desorción de CO2. El menor calor de desorción de CO2 puede reducir las necesidades de vapor del recalentador. La cinética de absorción más rápida puede crear soluciones más ricas con los mismos costes de capital del absorbedor.

Configuración experimental del reactor con celdas de agitación

Para los estudios de absorción se utilizó un reactor con celdas de agitación de vidrio con una interfaz gas-líquido plana y horizontal (ver Figura 1). La principal ventaja del sistema de celdas con agitación es que las tasas de absorción pueden medirse utilizando un líquido con una composición única y conocida. Este dispositivo experimental de fácil manejo (diámetro interior 97 mm, altura 187 mm) funciona por lotes. El volumen total del reactor es de 1,45 dm³y la superficie interfacial es de 7,5 x 10-3 m². El reactor está equipado con una brida de acero inoxidable. Un transductor de presión (Trans Instruments, UK, 0-1 bar), montado en esta brida y acoplado a un sistema de adquisición de datos, posibilita la medición de la presión total dentro del reactor, siendo la incertidumbre de esta medición de ±1 mbar. El reactor también está equipado con puertos de entrada y salida para las fases de gas y líquido. Se ha comprobado que el conjunto en su totalidad no presenta fugas. La configuración está alimentada por un accionamiento magnético de velocidad variable. El gas y el líquido son agitados por dos impulsores, montados en el mismo eje. La velocidad de agitación puede ajustarse al valor deseado con una precisión de ±1 rpm. La velocidad del impulsor durante las mediciones cinéticas se limita a 60 rpm, para garantizar que la interfaz gas-líquido no se vea alterada. El reactor se sumerge en un baño de agua para garantizar las condiciones isotérmicas. La temperatura se ajusta al valor deseado con una precisión de ±0,1 K. El gas soluto pasa a través de una bobina, también mantenida en el baño de agua, antes de ser cargado dentro del reactor.

Procedimiento experimental en el reactor con celdas de agitación

En cada experimento, el reactor se carga con 0,4 dm³del absorbente. Después, se purga el gas del interior del reactor con N2 para garantizar una atmósfera inerte. A continuación, se libera el N2 a través del puerto de salida de gas. Todas las líneas se cierran y el contenido del reactor alcanza la temperatura deseada. A continuación, se carga el CO2 del cilindro de gas dentro del reactor, considerándolo como el punto de partida de la reacción. El contenido del reactor se agita a la velocidad de agitación deseada. La disminución de la presión del sistema debido a la reacción se monitoriza mediante el transductor de presión y los datos de Pco2 vs. t" se registran durante 30 segundos utilizando el sistema de adquisición de datos. Estos datos se representan para el intervalo de tiempo entre t = 5 s y t = 25 s y se ajustan a un polinomio de tercer grado utilizando la regresión de mínimos cuadrados. Los índices de absorción se calculan a partir de los valores de la pendiente -dP co2 / dt. Este método de medición basado en la técnica de caída de presión permitió una estimación simple y directa de las tasas de absorción. Además, no se requiere el análisis de la fase líquida y la disminución de la presión es el único factor necesario para la evaluación de los parámetros cinéticos. En el rango de velocidades de agitación estudiado, la tasa de transferencia de masa es independiente del coeficiente de transferencia de masa del lado del gas, kG. Por tanto, el proceso de absorción de CO2 está controlado por la fase líquida. El reactor con celdas de agitación también se utiliza para medir la solubilidad del N2O en las mezclas acuosas. Para medir la solubilidad, el contenido del reactor se agita a alta velocidad de agitación (-1000 rpm) durante 6 h para asegurar que se alcance el equilibrio. A partir de los valores registrados de la presión inicial y final, se determina la solubilidad. Se comprueba la reproducibilidad de los resultados y se halla que el error en todas las mediciones experimentales es inferior al 3%.

La densidad y la viscosidad de la mezcla acuosa que comprende el promotor MDEA, K²cO ³, KHcO³, (a saber, piperazina y N-metil piperazina) se miden a 298, 303 y 308 K utilizando un densitómetro comercial y un viscosímetro de Ostwald, respectivamente. A partir de las mediciones de viscosidad, se obtienen los valores de la difusividad del N2O en las soluciones activadas utilizando la correlación de Stokes-Einstein modificada:

(Dn²⁰^ ° '80)Amina = COHSt = (Dn²⁰^ ° 80)agua

Los valores de Dco2 en las soluciones se hallan utilizando la analogía del N2O. Ésta establece que, a cualquier temperatura, la relación de las difusividades del N2O y del CO2 en la solución de amina es igual a esa relación en el agua.

^'A ^{v 20} amina = Agua

^'D^{c 02}

Se estima la solubilidad del N2O en las mezclas de aminas. La solubilidad del CO2 en la solución se estima utilizando la analogía del N2O como sigue:

f HN2Q f HN2p

amina = Agua

\H c02) \Hc02)

Fórmulas utilizadas para la medición de la difusividad (m 2/s):

Configuración y procedimiento experimental para el equilibrio vapor-líquido

La configuración experimental (Figura 2, consiste en un saturador de gas o burbujeador de gas, una celda de equilibrio y un depósito de gas). La celda de equilibrio, en la que se permite alcanzar el equilibrio gas-líquido, está equipada con un agitador magnético para mejorar el proceso de equilibrio. La sonda de conductividad se inserta en la celda de equilibrio para asegurar que se alcance el equilibrio gas-líquido. La salida de la celda está conectada a un depósito de vidrio. El soplador de circulación de gas se utiliza para hacer circular el gas en el sistema. Se toma el gas del depósito y burbujea en el saturador de gas. La presión mantenida en el sistema es prácticamente cercana a la atmósfera. Todo el conjunto se coloca en un baño de temperatura constante, excepto el soplador de circulación de gas. Dado que las temperaturas no difieren mucho de las ambientales de 303 K, la pérdida de calor del soplador en el entorno circundante puede desestimarse con seguridad. La Figura 4 muestra la configuración experimental completa.

Se toma una cantidad conocida de solución de disolvente en una celda de equilibrio. Se inyecta gas CO2 en el depósito para obtener la presión parcial deseada. A continuación, se pone en marcha el soplador de circulación de gas. Una parte del CO2 será absorbida por la solución de disolvente. Para compensarlo, se inyecta una cantidad adicional de gas CO2 para que el sistema se acerque a la presión atmosférica. La aproximación al equilibrio se monitoriza con la ayuda de una sonda de conductividad. Dado que la reacción del CO2 con la solución acuosa del disolvente es de naturaleza iónica, la concentración de especies iónicas se mantiene constante tras alcanzar el equilibrio. La lectura constante de la sonda de conductividad durante dos o tres días sugiere que se ha alcanzado el equilibrio. En esta fase, la composición del gas es idéntica en la celda y en el depósito de gas.

Después, el depósito se aísla del sistema a través de unas válvulas. Con la ayuda de una jeringa de gas, se añade al depósito una cantidad conocida de sosa cáustica, que es muy superior a la necesaria. Se mezcla bien agitando y se mantiene durante 48 horas, de modo que toda la cantidad de gas CO2 se absorba en la solución acuosa de NaOH. Se toma una muestra del depósito con la ayuda de una jeringa estanca al gas y se introduce en la solución cáustica para convertirla en Na²CO³. Con la ayuda de un electrodo selectivo de iones de CO2, ambas muestras se analizan en busca de carbonato, por lo que el contenido de CO2 se vuelve a calcular tanto en fase gaseosa como en fase líquida.

EJEMPLO 2: Sistema CO2-MDEA-PZ-K2CO3-KHCO3-H2O

Las mezclas de aminas/carbonatos promovidas son disolventes potencialmente atractivos para la captura de CO2, y pueden ser recomendados para la limpieza de los gases de combustión. En la presente divulgación, se investiga la reacción del CO2 con la mezcla de MDEA PZ K2CO3 KHCO3 H2O. Debido a sus características de amina terciaria, la concentración de MDEA tiene una alta capacidad de eliminación de CO2. Aunque el bicarbonato potásico tiene una baja reactividad con el CO2 su coste de regeneración es bajo. La piperazina (PZ), que es una diamina cíclica, se usa como promotor.

Se investiga la reacción del CO2 con la mezcla de aminas/carbonato promovida en los rangos de temperatura, 298 a 308 K y concentraciones de PZ, 0,15 a 0,45 M. Las concentraciones de MDEA, K2CO3 y KHCO3 en solución son 2,5, 0,4 y 0,09 M, respectivamente. En el régimen de reacción rápida, la tasa de absorción es independiente del coeficiente de transferencia de masa del lado líquido y, por tanto, no debería depender de la velocidad de agitación. Experimentalmente no hay cambios en la tasa de absorción, mientras que varía la velocidad de agitación en el rango de 50-90 rpm a 308 K. Por lo tanto, se puede concluir que el sistema investigado pertenece a los sistemas de régimen de reacción rápida.

a) Estimación de las propiedades físicas de las mezclas MDEA-PZ-K2CO3-KHCO3-H2O

El conocimiento de las propiedades físicas es esencial para la estimación de la cinética de reacción. La densidad y la viscosidad de la mezcla compuesta por MDEA, K2CO3, KHCO3, promotor (piperazina) y H20 se miden a 298 K, 303 K y 308 K.

MEZCLA* = MDEA (2,5 M), KHCO3 (0,09M), K2CO3 (0,4 M) y piperazina

Datos de Densidad (p), Viscosidad (p) y Difusividad (Dco2) para MEZCLA*:

Tabla 1: Datos de Densidad (p), Viscosidad (p) y Difusividad (Dco2) para MEZCLA* a diferentes concentraciones de piperazina, a 298, 303 y 308 K.

b) Datos cinéticos de la reacción de las mezclas MDEA-PZ-K2CO3-KHCO3-H2O

Con el aumento de la temperatura y la concentración del promotor se produce el aumento esperado en los valores de las constantes de tasas de reacción observadas.

Mezcla* = MDEA (2,5 M), KHCO3 (0,09M), K2CO3 (0,4 M) y piperazina

kobs = r/(CO2) = constante de tasa de reacción observada (1/s).

Tabla 2: Constante de tasa de reacción observada para Mezcla* a diferentes concentraciones de piperazina a 298, 303 y 308 K.

Tabla 3: El efecto de la presión parcial de CO2 en las tasas de absorción en mezclas acuosas de MDEA (2,5 M), PZ, K2CO3 (0,4 M) y KHCO3 (0,09 M) a 298, 303 y 308 K.

Tabla 4: Características cinéticas y termodinámicas de la mezcla (MDEA = 2,5 M, PZ = 0,25 M, K2CO3 = 0,4 M y KHCO3 = 0,09 M)

c) Datos de solubilidad de las mezclas MDEA-PZ-K2CO3-KHCO3-H2O

El conocimiento de la solubilidad del CO2 en solución es esencial para estimar la cinética de la reacción.

Tabla 5: Solubilidad del CO2 en la mezcla [MDEA (2,5M) K2CO3 (0,4M) KHCO3 (0,0925M) PZ] a 298, 303 y 308 K

d) Datos de equilibrio vapor-líquido en la mezcla MDEA-PZ-K2CO3-KHCO3 -H2O.

El conocimiento de la presión parcial de equilibrio del CO2 con respecto a la solución de alcanolamina es esencial, especialmente por lo que se refiere al diseño de la parte superior del absorbedor. El deslizamiento del CO2 en el gas tratado depende principalmente de la presión parcial de equilibrio. El diseño del absorbedor tendrá efectos en el coste de producción. Por lo tanto, los datos de equilibrio gas-líquido son importantes.

Se desarrolla un modelo electrolítico-NRTL para describir los equilibrios (vapor+líquido) (VLE) del CO2 en una solución acuosa (MDEA+K2CO3-KHCO3+PZ). El modelo electrolítico-NRTL predijo diferentes propiedades termodinámicas para el sistema (CO2+MDEA+K2CO3-KHCO3+PZ+H2O) y se presentan en la tabla 6 y 7 y en las Figuras 3 -12.

Tabla 6: La solubilidad prevista por el modelo ENRTL del CO2 en el sistema acuoso (4,081 m MDEA+0,653 m de K2CO3+ 0,147 m KHCO3+ 0,408 m PZ) en el rango de temperatura de (313333) K. aco2 se define como mol CO2/mol de amina (M DEA+K2CO3-KHCO3+PZ)

(continuación)

Tabla 7: Comparación de VLE (Pco2 Vs Carga) para diferentes disolventes a 40 °C y a 5 kPa de presión parcial de CO2 en condiciones de absorción.

e) Calor de absorción de la mezcla MPEA-PZ-K2CO3-KHCO3-H2O

El calor de absorción del CO2 en un disolvente es un parámetro importante, ya que da la magnitud del calor liberado durante el proceso de absorción. Además, representa la energía necesaria en el regenerador para invertir la reacción y liberar el CO2 del disolvente. El calor diferencial de absorción del CO2 en el disolvente (4,081 m MDEA+0,653 m K2CO3+ 0,147 m KHCO3+ 0,408 m PZ) se estima a partir del modelo ENRTL basado en la ecuación de Clausius-Clapeyron:

^{~ & H a b s} _ £¿ ln ^Pco2

^R = w _d A _{( j )}

La Figura 13 y la Figura 14 muestran el calor de absorción calculado para el disolvente (4,081 m MDEA+0,653 m K2CO3+ 0,147 m KHCO33+ 0,408 m PZ) a 323 K como función de carga de CO2. El AHabs se estima en unos 56 kJ/mol de CO2 tomando un valor medio entre carga de 0,2 a 0,6.

EJEMPLO 3: Sistema CO2-MDEA-MPZ-K2CO3-KHCO3-H2O

Se investiga la reacción del CO2 con la mezcla de aminas/carbonato promovida en los rangos de temperatura, 298 a 308 K y concentraciones de MPZ, 0,15 a 0,45 M. Las concentraciones de MDEA, K2CO3 y KHCO3 en solución son 2,5, 0,4 y 0,09 M, respectivamente. Este sistema de reacción pertenece a los sistemas de régimen de reacción rápida.

a) Estimación de las propiedades físicas de las mezclas MDEA-MPZ-K2CO3-KHCO3-H2O

El conocimiento de las propiedades físicas es esencial para la estimación de la cinética de reacción. La densidad y la viscosidad de la mezcla compuesta por MDEA, K2CO3, KHCO3, promotor (metilpiperazina) y H2O se miden a 298 K, 303 K y 308 K.

MEZCLA* = MDEA (2,5 M), KHCO3 (0,09M), K2CO3 (0,4 M) y n-metilpiperazina

Tabla 8: Datos de Densidad (p), Viscosidad (p) y Difusividad (Dco2) para MEZCLA* a diferentes concentraciones de metilpiperazina a 298, 303 y 308 K.

b) Datos cinéticos de la reacción de las mezclas MDEA-MPZ-K2CO3-KHCO3-H2O

Con el aumento de la temperatura y la concentración del promotor se produce el aumento esperado en los valores de las constantes de las tasas de reacción observadas.

Tabla 9: Tasas de absorción de CO2 y valores de la constante de tasa de reacción observada en mezclas acuosas de MDEA (2,5 M), MPZ, K2CO3 (0,4 M) y KHCO3 (0,09 M) a 298, 303 y 308 K.

Tabla 10: Efecto de la concentración de MDEA en mezclas acuosas de MDEA, MPZ (0,25 M), K2CO3 (0,4 M) y KHCO3 (0,09 M) a 303 K

c) Datos de solubilidad de las mezclas MDEA-MPZ-K²CO³-KHCO³-H²O Solubilidad del CO2 en la mezcla [MDEA (2,5M) K2CO3 (0,4M) KHCO3 (0,0925M) MPZ]

El conocimiento de la solubilidad del CO2 en la solución es esencial para estimar la cinética de la reacción.

Tabla 11: Solubilidad del CO2 en la mezcla [MDEA (2,5M) K2CO3 (0,4M) KHCO3 (0,0925M) M-PZ] a 298, 303 y 308 K

b) Datos del equilibrio vapor-líquido de la mezcla MDEA-MPZ-K2CO3-KHCO3-H2O

El conocimiento de la presión parcial de equilibrio del CO2 sobre la solución de alcanolamina es esencial, especialmente por lo que se refiere al diseño de la parte superior del absorbedor. El deslizamiento del CO2 en el gas tratado depende principalmente de la presión parcial de equilibrio. El diseño del absorbedor tendrá efectos en el coste de producción. Por lo tanto, los datos de equilibrio gas-líquido son importantes. Ver Tabla 12 y 13 y Figura 15.

Tabla 12: El equilibrio de la presión parcial de CO2 sobre la mezcla MDEA-MPZ-K2CO3-KHCO3-H2O aoo2 se define como mol de CO2/mol de amina (MDEA MPZ KHCO3 K2CO3) Temperatura: 303 K

Comparación bibliográfica con (CO2 MDEA) y (CO2 MDEA-MPZ-K2CO3-KHCO3). Ver Tabla 13 y Figura 16. Tabla 13:

Los datos experimentales de vapor-líquido obtenidos están en buena concordancia con los artículos de investigación publicados anteriormente.

EJEMPLO 4: Eficiencia de los sistemas de disolventes en comparación con el sistema de disolventes convencional

El presente ejemplo ilustra los resultados de los disolventes probados en Promax, un software de simulación con licencia de Bryan Research and Engineering, con la configuración del proceso convencional de captura de carbono. El proceso convencional tiene un absorbedor que funciona a 1 atm. El gas de combustión entra a 46 °C y 1 atm y entra en contacto con el disolvente pobre del desgasificador. La corriente de fondo que sale del absorbedor, conocida como disolvente rico, entra en el intercambiador cruzado que tiene una temperatura próxima a 5 °C y entra en el desgasificador. El desgasificador funciona a 100-120 °C y 2 atm para diferentes disolventes. La corriente que sale de la parte superior del desgasificador se enfría y se condensa para eliminar el agua presente en el gas separado. Así, la corriente superior del condensador es comprimida a 2,97 atm para conseguir una recuperación del 90% de dióxido de carbono con una pureza del 99% (% en peso). La Figura 17 muestra un diagrama de flujo del proceso del sistema convencional de captura de carbono.

Tabla 14: Composición del disolvente APBS

El gráfico anterior muestra que el ABPS2, el ABPS3 y el APBS4 tienen menos demanda de vapor con respecto a otros disolventes. El gráfico anterior muestra que el ABPS2, el ABPS3 y el ABPS4 tienen una tasa de recirculación comparable a la de los disolventes existentes

Resultados:

Los siguientes resultados se derivan de la simulación de la configuración del proceso anterior.

Tabla 15:

Tabla 16:

El resultado anterior es una comparación detallada de varios disolventes simulados en un sistema convencional utilizando Promax. El disolvente APBS propuesto muestra una menor demanda de vapor en comparación con otros disolventes o combinaciones de disolventes existentes. El vapor utilizado en el recalentador en todos los casos anteriores está a 4,4 atm y 151 °C. La tasa de recirculación, es decir, el caudal de disolvente pobre, se ilustra en la tabla anterior. Debido a la disminución del caudal de disolvente pobre, la necesidad de potencia de la bomba, es decir, la carga auxiliar, también es menor en ABPS2, APBS3 y ABPS4. Por lo tanto, la necesidad de energía total para la captura de carbono y la compresión de CO2 se reduce. La demanda de vapor también es menor en el caso del disolvente APBS, por lo que el consumo total de vapor también es menor en ABPS2, APBS3 y ABPS4. La demanda de agua de refrigeración es mayor solo en APBS1, mientras que en ABPS2, APBS3 y APBS4 es menor en comparación con otros disolventes.

Claims

REIVINDICACIONES

1. Un disolvente para la recuperación de dióxido de carbono de una mezcla gaseosa, que comprende:

N-metildietanolamina (MDEA) en una concentración de 10 % en peso (porcentaje en peso) a 50 % en peso, un promotor que es piperazina o N-metil piperazina y está en una concentración de 0,5 % en peso a 50 % en peso, y un tampón de carbonato compuesto por carbonato de potasio y bicarbonato de potasio, en una concentración entre el 2 °% en peso y el 25 de % en peso.

2. El disolvente según la reivindicación 1, en el que el promotor seleccionado del grupo que consiste en piperazina (PZ) y N-metil piperazina está presente en una mezcla acuosa con MDEA, K2CO3 y KHCO3 y está entre 0,15M y 0,45M.

3. El disolvente según la reivindicación 2, en el que las concentraciones de MDEA, K2CO3 y KHCO33 en la solución son 2,5 M, 0,4 M y 0,09 M, respectivamente.

4. El disolvente según la reivindicación 1, en el que el rango de concentración de MDEA es de 29,1-38,25 M, el de piperazina es de 2,1-6,75 M, y el de K+ es de 4,89-15 M.

5. Un método para eliminar el CO2 de una corriente, que comprende los pasos de:

(a) poner en contacto la corriente con un disolvente según cualquiera de las reivindicaciones anteriores, y

(b) permitir que el disolvente absorba el CO2.