KR20010042609A - 개선된 열화학적 회수 사이클을 사용하는 동력 발생 방법 - Google Patents

개선된 열화학적 회수 사이클을 사용하는 동력 발생 방법 Download PDF

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Abstract

가스 터빈(138)의 연소기(118)에서 공기의 존재하에 개질된 연료를 연소시켜 고온 배출 기체를 발생시키는 단계들을 포함하는 동력 발생 방법이 공개된다. 고온 배출 기체를 이어서 가스 터빈의 터빈 구역에 통과시켜 동력을 발생시킨 다음, 고온 배출 기체(140)를 열 회수 시스템(112)에 통과시키고, 여기서 고온 배출 기체는 일련의 열 교환기를 통과하면서 연속적으로 냉각된다. 열 회수 시스템을 포함하는 열 교환기는 연소 공기 예비-가열기(들)(114); 고온 배출 기체가 원료 연료/증기 혼합물을 결국 연소기에서 연소되는 연소성 개질된 연료로 개질시키는데 필요한 흡열을 제공하는 열화학적 회수기(또는 개질기)(128); 및 증기를 하류 랭킨 사이클의 저압 응축 증기 터빈(152)에 공급하여 추가의 동력을 발생시키는 하나 이상의 물/증기 가열기(142)를 포함한다. 냉각된 배출 기체는 열 회수 시스템을 빠져나오고, 대기로 방출되기 전에, 스크러버 및/또는 추가의 가공, 예를 들어 유독물의 제거를 위한 기타 단위 공정에 임의로 보내질 수 있다.

Description

개선된 열화학적 회수 사이클을 사용하는 동력 발생 방법{Method of generating power using an advanced thermochemical recuperation cycle}
기체 연료의 연소는 최신 전력 생산 방법의 핵심적인 특징이다. 각 방법의 전체적 성능은 이러한 방법으로 연소된 소정량의 연료로부터 에너지가 수집될 수 있는 효율에 의해 종종 측정된다. 연소 배출 기체내에 존재하는 현열이 압축 증기를 발생시키고, 이는 발전기에 연결된 하나 이상의 회전 터빈을 구동시켜 전기를 생산한다. 물 비등기에서 물이 압축 증기로 전환되고, 압축 증기는 회전 날개를 갖는 터빈에 통과시키고, 여기서 증기는 팽창한 후에 냉각되어 물 비등기로 다시 펌핑되는 열역학 사이클은 랭킨 사이클로서 공지되어 있다. 비교적 단순함과 신뢰성으로 인해, 하나 이상의 랭킨 사이클을 사용하는 동력 플랜트가 동력 발전 산업에서 지배적이었다. 랭킨 사이클의 효율을 최적화시키기 위해 수많은 변형, 예를 들어 고압 증기가 단계식으로 팽창됨으로써 보다 효율적인 동력 발생을 가능하게 하는 고압, 중압 및 저압 터빈의 사용이 시도되었다(참조: Collins, S. "Power Generation" in: Encyclopedia of Chemical Technology(1996 ed.), vol 20, pp. 1-40. Ref.TP9.E685).
통상적 단순-사이클 동력 플랜트에서, 압축 공기 및 연료는 기체-발화된 연소기로 공급되어 산소-함유 기체(보통 공기)의 존재하에 연소되어 고온 배출 기체를 생산한다. 고온 배출 기체를 이어서 발전기에 연결된 하나 이상의 가스 터빈으로 공급하고, 여기서 기체가 팽창되고(및 냉각되고), 이로써 터빈 날개를 회전시키고, 기계적 에너지를 생산하고, 이는 발전기에서 전기로 전환된다. 터빈을 통과한 패창된 배출 기체는 임의로 독성물 및 기타 오염물을 제거할 수 있는 각종 단위 공정에 도입될 수 있다. 냉각된 배출 기체는 종국적으로 대기에 방출된다. 최신 단순-사이클 동력 플랜트는 약 35% 내지 약 38%의 총 에너지 효율을 수득할 수 있다(연소기로 공급된 연료의 보다 낮은 가열 수치(LHV)에 대해 생산된 에너지 당량 전기(이후 "LHV 기준"라 칭한다)로서 계산된다).
복합-사이클 동력 플랜트는 단순-사이클 동력 플랜트의 고온 배출 기체에 남아있는 현열을 사용하여 또 다른 동력 사이클, 일반적으로 랭킨 사이클을 구동시킴으로써 단순-사이클 동력 플랜트의 효율을 개선한다-이후에는 "복합-사이클 동력 플랜트"라 칭한다. 최신 복합-사이클 동력 플랜트은 일반적으로 약 45% 내지 약 55%(LHV 기준)의 총 에너지 효율을 가능하게 한다. 따라서, 단순-사이클 동력 플랜트와 조합하여 랭킨 사이클을 사용하는 것은 단순-사이클 동력 플랜트 단독으로 사용하는 것에 대해 약 10% 내지 17% 효율 증가를 초래한다. 사실상, 하류 증기 사이클은 복합-사이클 동력 플랜트의 총 동력의 약 30% 내지 약 40%에 달한다.
하지만, 여러가지 이유로 인해, 총 동력의 많은 부분을 발생시키는 하류 증기 사이클을 갖는 것은 바람직하지 않다. 한 가지 이유는 증기 사이클이 정확히 제어하기가 매우 어렵다는 것이다. 증기 사이클에 의해 발생되는 동력은 궁극적으로 연소기에서 연소되는 기체 연료의 양과 고온 터빈 배출 기체내에 남아있는 열의 양에 의해 제어된다. 동력 소비 요구에 맞추기 위해, 동력 발생을 증가시키기를 바라거나(예를 들어, 첨두 부하 기간 동안), 동력 발생을 감소시키기를 바라는 경우(예를 들어, 부분 부하 기간 동안), 동력 산출량을 변화시키는 가장 실용적인 방법은 연소기로 공급되는 기체 연료의 유량을 증가 또는 감소시키는 것이다. 이렇게 함으로써, 가스 터빈과 증기 터빈 둘다에 의해 발생되는 동력량이 영향을 받는다. 가스 터빈과 증기 터빈 각각은 플랜트에 의해 발생되는 총 동력의 많은 부분을 생산하므로, 기체 연료 유량을 주의깊게 선택하여야 한다. 이는 복합 공정 제어 컴퓨터이 도입으로도 달성하기 힘든 것으로 입증되어 있다. 이러한 어려움은 하류 증기 사이클에서 다중-압력 증기 터빈의 사용에 의해 더욱 가중된다. 통상적 복합-사이클 동력 플랜트의 부분 부하 및 첨두 부하 공정간의 교환은 종래기술에서 효과적으로 언급되지 않은 많은 문제들을 일으킨다.
또한, 증기 터빈은 가스 터빈보다 덜 효율적이고, 설계 및 가동하는데 고비용이며, 상응하는 열 교환 장치에서도 그러하다. 따라서, 상류 가스 터빈을 사용하여 보다 높은 비율의 총 동력을 발생시키고, 증기 터빈에서 보다 낮은 비율의 동력을 발생시키는 것이 바람직하다. 기계 장치(예를 들어, 터빈, 압축기, 연소기 등)의 진보에도 불구하고, 통상적 복합-사이클 동력 플랜트의 동력 발생 효율에는 한계가 있다.
가스 터빈의 동력 발생 효율을 증가시키기 위한 종래의 시도는 열화학적 회수(이하, "TCR")의 사용을 포함한다. TCR 사이클의 한 가지 특정 형태는 가스 터빈의 고온 배출 기체내의 현열을 사용하여 탄화수소(예를 들어, 천연 가스 또는 이의 유도체)의 흡열 촉매 전환에 필요한 열을 바람직한 연소성 연료속으로 공급하고, 이를 압축된 공기와 결합시키고, 가스 터빈의 상류를 연소기에서 연소시킨다. 보다 구체적으로는, 이러한 TCR 사이클에서 열이 화학적 반응기(회수기)내에서 가스 터빈의 배출 기체로부터 천연 가스/증기 반응 혼합물로 전달되고, 이를 고온에서 증기-개질 촉매(예를 들어, 니켈계 촉매)에 통과시키고, 수소와 일산화탄소의 바람직한 연소성 혼합물로 전환시킨다. 이러한 회수기에서, 열은 연소성 혼합물에 의해 흡수되고, 연소기에서 혼합물의 후속적인 연소에서 방출된다. 이러한 TCR 사이클 형태의 예가 EP 761,942(이하, "EP '942")에 기재되어 있고, 약 48%의 총 에너지 효율(LHV 기준)로 기술되어 있고, 이는 EP '942에 따르면, "통상적 단순-사이클 플랜트에서 수득될 수 있는 것보다 약 20% 높은 것이다"(참조: EP '942의 3단 48 내지 51줄).
개념적으로 상이한 TCR 사이클, 예를 들어 문헌[참조: Harvey, S.P., et al., Reduction of Combustion Irreversibility in a Gas Turbine Power Plant Through Off-Gas Recycling, Journal of Engineering for Gas Turbines and Power, Vol. 117, no.1(Jan.1995), pp. 24-30(이하, "Harvey et al. publication"이라 칭함)]에 기재된 것에서, 가스 터빈의 배출 기체는 원료 연료, 물 및 재순환된 배출 기체(냉각 및 물 축합에 이은) 일부의 혼합물을 연소기에 공급되는 개질된 연료 속으로 가열하기 위해 사용된다. 보다 구체적으로는, 터빈 배출 기체로부터 회수된 열은 흡열 개질 반응을 작동시키고, 여기서 원료 연료가 재순화된 배출 기체내에 존재하는 산소-함유 성분(즉, 이산화탄소 및 물)으로 열화학적 회수기에서 가열 및 산화된다. 개질된 연료 및 재순환된 배출 기체(질소, 이산화탄소 및 기타 불활성 기체를 포함한다)의 대부분은 공기의 존재하에 단계식으로 각각이 가스 터빈과 연결된 3개의 연소기에서 연소된다. 배출 기체는 연소기를 떠나고, 터빈에 통과시키고, 이어서 추가의 공기로 부분적으로 연소시켜 65.4%(LHV 기준)까지의 목적 동력 발생 효율을 초래한다.
상기의 문구와 그에 인용된 공보물에 기재된 특정 TCR 사이클의에 수반된 몇 가지 문제점이 존재한다. 첫째, 상당한 양의 환경 유독 산화질소(일반적으로 "NOx"라 칭함)가 개질된 연료의 연소 동안에 바람직하지 않게 형성되고, 바람직하지 않게 재순환된 배출 기체/물 스트림에 축적될 수 있다. NOX의 축적은 재순환 기체 압축기 및 관련 공정 설비에 심각한 부식 문제를 야기할 수 있다.
둘째로, 약 1382℉(약 750℃) 내지 약 1700℉(약 927℃)의 온도는 천연 가스(대부분 메탄 가스를 포함함)를 재순환된 증기 및 이산화탄소로 뚜렷하게 개질시키기 위해 요구된다. 흡열 개질 반응을 위한 열원으로서 터빈 배출 기체를 사용하는 TCR 적용에 있어서, 이는 상당히 높은 터빈 배출 기체 온도를 요구한다. Harvey et al. publication의 도 1에 따라서, 이러한 높은 온도가 확인되고, 여기서, 연소 배출 기체가 연소기를 떠나고, 2300℉(약 1260℃)의 온도에서 3-단계 가스 터빈에 도입되고, 그후 1821℉(약 994℃)의 온도에서 3-단계 가스 터빈을 통과 및 배출되기 때문이다. 통상적 가스 터빈은 약 1050℉(약 565℃) 내지 약 1150℉(약 620℃)의 온도 범위내에서 효과적으로 작동하도록 설계되어 있음은 공지되어 있다. 보다 낮은 배출 기체 온도는 통상적 터빈으로 하여금 터빈당 보다 많은 일을 유도하게, 즉 보다 많은 동력을 발생시키도록 한다. Harvey et al. publication에 기재된 설계에 따른 배출 기체의 온도는 매우 높기 때문에, 단계식 가스 터빈을 사용하여 비슷하게 작업을 분담하도록 교시하고 있다. Harvey et al. publication의 26쪽에 종래의 터빈, 예를 들어 냉각 공기를 순환시키는 고온 금속 터빈 및 고온 가스 터빈 작동을 위한 기타 대체물이 기재되어 있다. 하지만, 이러한 대체 터빈은 매우 고가이다. 또한, 단계식 팽창의 사용은 다수의 터빈을 연결하여 사용할 것을 요구하고, 이 또한 고가이다.
일반적으로, TCR 사이클은 단순-사이클 동력 플랜트의 동력 발생 효율을 높이기 위해 사용될 수 있다. 종래기술에서는 TCR 사이클과 조합하여 하류 랭킨 사이클을 사용하는 것에 대한 교시가 없다. 하지만, 복합-사이클 동력 플랜트내에 랭킨 사이클의 성공은 당업자들로 하여금 TCR 사이클과 조합하여 이러한 하류 랭킨 사이클을 사용할 수 있다는 결론에 이르게 하였지만, 랭킨 사이클내에서 증기 터빈의 사용에 수반된 문제와 랭킨 사이클이 동력 플랜트에 의해 발생되는 총 동력의 너무 많은 부분을 차지한다는 사실은 종래 공지된 시스템에 의해 해결되지 않은 문제들이다. 게다가, 당업자는 하류 랭킨 사이클과 조합된 이러한 TCR 사이클이 통상적 복합-사이클 동력 플랜트의 동력 발생 효율에 있어서 조화되거나 개선시킨다고 결론지을 수 없다.
동력 플랜트의 총 효율은 가스 터빈의 효율의 함수이다. 그 다음, 가스 터빈 효율은, 몇 가지를 지명하다면, 연소기 공기 및 연료 입구 온도, 터빈 입구 온도 및 상류 압축기 효율의 함수이다. 이러한 특정 인자들은 공정 설비 및/또는 사용된 동력 사이클의 형태에 의해 결정되지만, 기타 인자들은 쉽게 제어할 수 없다. 하지만, 총 효율은 동력 플랜트 설계의 한 가지 특징이다. 첨두 부하 및 부분 부하 동력 요구를 안정하고 쉽게 수용하는 능력이 설계의 또 다른 특징이다. 지금까지, 이러한 특징 둘다, 특히 첨두 부하 및 부분 부하 작업의 특징을 개선함으로써, 첨두 부하 및 부분 부하 요구 기간 동안에 동력 플랜트 작업을 안전하고 쉽게 수용하는 능력을 제공하는 적당한 설계가 없었다.
발명의 요약
따라서, 본 발명은 연소기에서 압축 공기의 존재하에 개질된 연료를 연소시켜 고온 배출 기체를 발생시키는 단계를 포함하는 동력 발생 방법을 제공한다. 고온 배출 기체를 이어서 가스 터빈에 통과시켜 동력을 생산한 다음, 배출 기체를 연속적으로 일련의 열교환기에서 냉각시킨다. 이러한 열교환기의 하나는 촉매 반응기인데, 여기서 배출 기체는 약 300℉ 내지 약 932℉의 온도에서 개질될 수 있는 조 천연 가스-유도된, 산화된 연료와 증기의 혼합물을 개질시키기 위해 필요한 흡열 반응열을 제공하여 결국 연소기에서 연소되는 연소성, 개질된 연료를 생산한다. 이러한 반응기는 고온 배출 기체와 원료 연료/증기 혼합물 간의 간접적 열 교환 접촉을 수행한다. 촉매 반응기에서 배출되는 고온 배출 기체에 남아있는 현열은, 후속적으로 하류 증기 또는 랭킨 사이클의 저압 냉각 증기 터빈에서 팽창되어 추가의 동력을 발생시키는 물과 증기를 가열시키는데 사용될 수 있다. 본 발명에 사용되는 조, 천연 가스-유도된, 산화된 연료는 바람직하게는 메탄올, 에탄올, 디메틸 에테르, 디메틸 카보네이트 및 이의 혼합물로 이루어진 그룹으로부터 선택된다.
본 발명의 장점은 다음의 상세한 설명, 첨부된 도면, 실시예 및 첨부된 청구항을 검토함으로써 당업자에게 분명해질 것이다.
본 발명은 개선된 열화학적 회수 사이클을 사용하여 동력을 생산하는 방법, 보다 구체적으로는 가스 터빈에 의해 생산된 동력 대 증기 터빈에 의해 생산된 동력의 비를 증가시키는 방법, 및 통상적 복합-사이클 동력 플랜트에 비해 총 동력 생산 효율을 개선시킴에 관한 것이다.
본 발명의 방법 및 장치의 완전한 이해를 위해, 다음의 상세한 설명 및 첨부된 도면이 참조되어야 한다.
도 1은 본 발명에 따른 개선된 열화학적 회수 복합-사이클 동력 플랜트의 한 양태를 예시하는 공정 흐름도이다.
도 2는 본 발명에 따른 개선된 열화학적 회수 복합-사이클 동력 플랜트의 또 다른 양태를 예시하는 공정 흐름도인데, 여기서 연소 공기의 선택된 부분이 중간냉각을 사용하여 단계식으로 별도 압축되고(가스 터빈 외부에서), 이어서 가스 터빈의 연소기에 도입시키기 전에 가열된다.
본 발명은 각종 형태의 양태에 적용될 수 있지만, 도면에 예시되고, 본 발명의 특정 양태를 기술하되, 본 공개물은 예시적인 것이고, 본원에 기재 및 예시된 특정 양태에 본 발명을 제한하려는 것이 아님을 이해해야 한다.
본 발명에 따라서, 가스 터빈의 연소기에서 압축 공기의 존재하에 개질된 연료를 연소시켜 실온에 비해 승온의 배출 기체를 발생시키는 단계들을 포함하는 방법에 의해 동력을 발생시킨다. 개질된 연료는 바람직하게는 수소, 일산화탄소 및 소량의 이산화탄소의 혼합물이다. 배출 기체를 이어서, 가스 터빈 구역에 통과시켜 동력을 생산한 다음, 배출 기체를 가스 터빈의 출구로부터 열회수 시스템의 일련의 열교환기에 통과시키는데, 여기서, 배출 기체는 각 열교환기를 통과하면서 연속적으로 냉각된다. 이러한 열 교환기의 하나는 가스 터빈의 연소기로 도입시키기 전에 압축 공기를 예열시키기 위해 사용되는 공기 예열기이다. 또 다른 열교환기는 열화학적 회수기(또는 연료 개질기)인데, 여기서, 배출 기체는 원료 연료를 연소기에서 결국에는 연소되는 연소성, 개질된 연료로 개질시키기 위해 필요한 흡열 반응열을 제공한다. 발생된 증기는 하류 증기 또는 랭킨 사이클의 냉각 증기 터빈, 바람직하게는 저압 냉각 증기 터빈에 통과시켜 추가의 동력을 발생시킨다. 냉각기 배출 기체는 열 회수 시스템을 빠져나오고, 임의로 대기로 방출되기 이전에 추가의 가공, 예를 들어 유독물, 예를 들어 NOx의 제거를 위해 스크러버 및/또는 기타 단위 공정에 보내질 수 있다.
본 발명에 따른 개선된 열화학적 회수 복합-사이클 동력 플랜트는 일반적으로 연소 시스템, 열 회수 시스템 및 하류 랭킨 사이클을 포함한다. 보다 구체적으로는 연소 시스템은 가스 터빈을 포함하고, 열 회수 시스템은 연소 공기를 예열시키기 위한 하나 이상의 공기 가열기, 개질된 연료 공급물을 예열시키기 위한 하나 이상의 연료 가열기, 원료 연료 및 증기를 연소용 개질된 연료로 전환시키기 위한 연료 개질기, 연료 개질기에 도입시키기 전에 원료 연료를 증기화시키기 위한 하나 이상의 고압 물 가열기 및 원료 연료와 조합하기 위한 및 하류 랭킨 사이클에서 재순환 유체로서 사용하기 위한 압축 증기를 생산하기 위한 하나 이상의 증기 비등기를 포함한다. 하류 랭킨 사이클은 냉각 즈기 터빈, 바람직하게는 저압 냉각 증기 터빈에 공급하여 추가의 기계적 동력을 발생시키는 재순환 압축 증기 루프를 포함한다.
동일한 참조 번호는 여러 도면에서 동일한 부재를 나타내는 도면들을 참조하면서, 도 1은 본 발명에 따른 개선된 열화학적 회수 복합-사이클 동력 플랜트(일반적으로 100으로 표시)의 공정 흐름도를 예시한다. 공기 공급원(102)으로부터의 공기를 공기 공급 배관(108)을 통해 가스 터빈(106)의 공기 압축기(104)에 공급한다. 압축 공기는 배관(110)을 통해 압축기(104)를 빠져나오고, 열 회수 시스템(HRS)(일반적으로 112), 보다 구체적으로는 열 회수 시스템(112)의 공기 예열기(114)에서 가열된다. 고온 배출 기체는 연 전달 유체로서 사용되어 공기-예열기에서 압축 공기를 간접적으로 가열시키다. 가열된 압축 공기는 도관(116)을 통해 공기 예열기(114)를 빠져나오고, 가스 터빈(106)의 연소기(118)에 통과시키고, 여기서 개질된 연료를 연소시켜 고온 배출 기체를 생산한다. "고온"이란 연소에 의해 생산된 배출 기체가 실온에 비해 승온, 보다 구체적으로는 약 700℉(약 370℃) 내지 약 3000℉(약 1650℃)의 온도, 보다 바람직하게는 약 1800℉ 내지 약 3000℉(약 1650℃)의 온도임을 의미한다.
연료원(120)으로부터의 조 액체 연료는 펌프(도시되지 않음)를 사용하여 압축시키고, 연료 배관(122)를 통해 개선된 열화학적 회수 복합-사이클 동력 플랜트(100)에 도입된다. 원료 연료를 열 전달 유체로서 압축수를 사용하여 열 교환기(124)에서 가열 및/또는 기화시키고, 후속적으로 압축 증기와 혼합 지점(126)에서 조합한다. 본 발명에 사용하기 위한 조 액체 연료는 약 300℉(약 149℃) 내지 약 932℉(약 500℃), 바람직하게는 약 300(약 149℃) 내지 약 670℉(약 354℃)에서 개질될 수 있는 천연 가스-유도된, 산화된 연료를 포함한다. 이러한 연료는 메탄올, 에탄올, 디메틸 에테르, 디메틸 카보네이트, 메틸 포르메이트 및 이의 혼합물을 포함한다. 본 발명에 사용하기 적당한 연료는 증기 및 개질 촉매의 존재하에 디메틸 에테르와 유사한 개질 특성을 갖는 연료를 또한 포함한다. 이러한 특징은 전환율, 개질 온도 및 압력 요건 및 증기:연료 몰비 요건을 포함하되, 이에 제한되지 않는다. 본 발명에 사용하기 위해 바람직한 연료는 디메틸 에테르이다. 조 디메틸 에테르 연료를 가열 및 기화시키기 위해 사용되는 압축수뿐 아니라 예를 들어 기화된 디메틸 에테르 연료를 개질시키기 위해 사용되는 증기는 약 20bar 절대압 내지 약 40bar 절대압, 바람직하게는 약 22bar 절대압 내지 약 24bar 절대압을 갖는다.
원료 연료 및 압축 증기 혼합물(이하, "연료/증기 혼합물"이라 칭함)을 연료/증기 혼합물 배관(130)을 통해 열 회수 시스템(112)의 연료 개질기(128)에 통과시키고, 여기서 연료/증기 혼합물은 가스 터빈(106)의 다운스트림 연소기(118)에서의 연소에 적당한 개질된 연료로 촉매적으로 전환된다. 임의로, 개질된 연료를 열 회수 시스템(112)에서 개질기(128)의 다운스트림에 배치된(연료/증기 혼합물의 유동 방향에 대해서) 연료 가열기(132)에서 가열시킬 수 있다. 액체 연료의 압력 수준은 연료 개질기(128)을 빠져나오는 개질된 연료 기체가 연소기(118)의 입구에서 요구되는 압력에 있도록 조정한다. 공기 예열기(114)를 빠져나오는 고온 배출 기체는 원료 연료를 촉매 개질시키기 위해 필요한 열을 제공한다. 원료 연료/증기 혼합물을 고온 배출 기체로부터 전달된 열과 함께 증기 개질 촉매를 통과시키고, 기타 변수 중에서 특정 연료, 개질기 작동 조건 및 증기:원료 연료의 몰비에 의존하여 수소, 일산화탄소 및 이산화탄소의 각종 혼합물을 함유하는 적당한 연소성 연료 혼합물로 전환시킨다. 본 발명에 사용하기 적당한 증기-개질 촉매는 천연 가스로부터 수소를 제조하기 위해 사용되는 통상적 니켈계 촉매를 포함한다.
개질된 연료는 열 회수 시스템(112)의 연료 개질기(128)(및, 임의로 연료 가열기(132))을 연료 공급 배관(134)를 통해 빠져나오고, 연소기(118)로 주입되고, 여기서 압축 공기의 존재하에 연소되어 고온 배출 기체를 생산한다. 고온 배출 기체는 즉시 연소기(118)를 배출 배관(136)을 통해 빠져나오고, 가스 터빈(106)의 터빈 구역(138)을 통과시키고, 여기서 배출 기체는 부분적으로 냉각 및 팽창됨으로써 기계적 동력을 발생시킨다. 팽창되고 부분적으로 냉각된 배출 기체는 고온 배출 기체 배관(140)을 통해 가스 터빈(138)을 빠져나온다. 가스 터빈(138)을 빠져나오는 배출 기체에 남아있는 현열은 열 회수 시스템(112)의 각종 열교환기에서 사용된다. 상기한 바와 같이, 이러한 열교환기의 하나는 압축 연소 공기를 예열시키기 위해 사용되는 공기 예열기(114)를 포함한다. 기타 상기한 열교환기는 연료/증기 혼합물을 개질시키기 위해 사용되는 원료 연료 개질기(128) 및 개질된 연료를 가열시키기 위해 사용될 수 있는 임의의 연료 가열기(132)를 포함한다.
연료 개질기(128)를 빠져나오는 배출 기체내에 남아있는 현열은 열 회수 시스템)(112)의 일련의 저압 및 증압 물 가열기(증발기)(142) 및 (144)에서 각각 사용된다. 이러한 열교환기(142) 및 (144)는 2개의 통상적 열 회수 시스템 발생기 루프의 집약부인데, 이들 각각은 증기 드럼, 탈기 장치(dearator), 비등기 공급수 공급 펌프 및 절탄기(economizer), 물 처리 장치 및 과열기, 이들 모두는 도면에 도시되지 않는다. 배출 기체는 배출 기체 배관(146)을 통해 연료 개질기(128)를 빠져나오고, 열 전달 유체로서 중압 물 가열기(142)에 통과시켜 고온수 및 약 20bar 절대압 내지 약 40bar 절대압, 바람직하게는 약 22bar 절대압 내지 약 24bar 절대압을 갖는 중압 증기를 생산한다. 중압 증기는 증기 가열기(142) 및 열 회수 시스템(112)을 중압 증기 배관(148)을 통해 빠져나온다. 증기 배관(148)에 존재하는 중압 증기의 일부를 증기 배관(148a)에 사이펀으로 빨아들이고, 연료 개질기(128)에 공급되는 기화된 원료 연료와 조합한다. 배관(148)에 존재하는 고온수는 원료 연료 열 교환기(124)에 통과시키고, 여기서 고온수는 열 전달 유체로서 작용하여 조 액체 연료를 기화시키기 위해 필요한 열을 공급한다.
원료 연료 열 교환기(124)의 다운스트림(중압 증기의 유동 방향에 대해서)에서, 현재-냉각된 물을 저압 증기 터빈(152)를 빠져나오며 재순환 증기 배관(154)에 존재하는 냉각 증기와 혼합 지점(150)에서 혼합시킨다. 생성된 혼합물은 배관(156)에 통과시키고, 열 회수 시스템(112)의 저압 물 가열기(절탄기)(144)에서 후속적으로 가열한다. 중압 증기 가열기(142)를 빠져나오는 배출 기체를 저압 물 가열기(절탄기)(144)에서 열 전달 유체로서 사용한다. 가열된 저압 증기는 저압 증기 배관(158)을 통해 증기 가열기(144)를 빠져나온다. 증기 배관(158)에 존재하는 저압 증기의 일부를 증기 배관(159)에서 사이펀으로 빨아들이고, 중압 증기 배관(148)에 통과시키기 전에 중압 증기 가열기(142)에서 가열한다. 저압 증기의 나머지를 저압 증기 배관(158)을 경유하여 저압 증기 터빈(152)를 통과시키고, 여기서 저압 증기는 팽창 및 냉각됨으로써 기계적 동력을 발생시킨다. 증기는 배관(160)을 통해 터빈(152)를 빠져나오고, 임의로 물 냉각기(162)에서 추가로 냉각 및 응축(저압에서)된 다음, 지점(164)에서 프레시 물 배관(168)을 통해 물 공급원(166)으로부터 개선된 열화학적 회수 사이클(100)으로 도입된 프레시 비등기 개질 공정 물과 결합된다. 저압 증기 가열기(144)에서 열 전달 유체로서 사용된 배출 기체는 도관(170)을 통해 열 회수 시스템(112)을 빠져나온다.
도 2는 본 발명에 따른 개선된 열화학적 회수 사이클(200)의 또 다른 양태의 공정 흐름도를 예시한다. 연소 공기를 동력 플랜트(200)에 공기 공급원(102)로부터 도입한다. 공기 공급원(102)로부터의 공기 제1 부분을 가스 터빈(106)의 단일 단계 압축기(104)에서 단열 압축시키고, 공기의 제2 부분을 3개의 중간냉각되는 압축 단계들에 의해 압축시킨다. 제1 및 제2 공기 부분을 결국 결합되고/되거나 가스 터빈(106)의 연소기(118)에 도입된다. 바람직하게는, 제2 공기 부분은 가스 터빈을 빠져나오는 배출 기체보다 낮은 약 10℉ 내지 약 400℉의 온도를 갖는다.
제1 공기 부분을 공기 공급원(102)으로부터 가스 터빈(106)의 공기 압축기(104)로 공기 공급 배관(108)을 통해 이동시킨다. 압축된 공기는 압축된 공기 배관(202)을 압축기(104)를 빠져나오고, 개질된 연료와 함께 연소기(118)로 도입된다(제2 공기 부분과 함께).
제2 공기 부분을 공기 공급원(102)으로부터 제1단계 압축기(204)로 이동시키고, 여기서 공기를 압축시킨다. 압축된 공기는 제1 단계 압축기(204)를 빠져나오고, 수냉 열 교환기(206)에 통과시킨 다음, 제2 단계 압축기(208)에 들어간다. 압축된 공기는 제2 단계 압축기(208)을 빠져나오고, 열 교환기(210)에 통과시키고, 여기서 압축된 공기는 조 액체 연료에 의해 냉각된 다음, 제3 단계 압축기(212)에 들어간다. 제3 단계 압축기(212)를 빠져나오는 압축된 공기는 열 회수 시스템(214)에 통과시키고, 보다 구체적으로는, 열 회수 시스템(214)내에 위치한 공기 예열기(216) 및 (218)에 통과시킨다. 배출 기체는 열 전달 유체로서 사용되어 공기 예열기(216) 및 (218) 중의 압축된 공기를 간접적으로 가열시킨다. 가열 압축된 공기는 도관(220)을 통해 공기 예열기(216) 및 (218)를 빠져나오고, 가스 터빈(106)의 연소기(118)에 통과시키고, 여기서 개질된 연료를 연소시켜 고온 배출 기체를 생산한다. 가스 터빈을 빠져나오는 고온 배출 기체를 도관(140)을 통해 열 회수 시스템(214)에 통과시킨다.
연료 공급원(120)으부터의 조 액체 연료를 우선 연소기(118)의 입구로 개질된 연료를 공급하기에 적당한 압력까지 펌핑하고, 이어서 조 액체 연료를 제2 단계 공기 압축기(208)을 빠져나오는 압축된 공기에 의해 열 교환기(210)에서 기화시킨다. 기화된 연료를 압축된 증기와 혼합 지점(222)에서 혼합시켜 연료/증기 혼합물을 형성시키는데, 압축된 증기는 바람직하게는 약 16bar 절대압 내지 약 40bar 절대압, 보다 바람직하게는 약 22bar 절대압 내지 약 24bar 절대압의 압력을 갖는다. 연료/증기 혼합물을 연료/증기 혼합물 배관(130)을 통해 열 회수 시스템(214)의 연료 개질기(128)에 통과시킨다. 개질기(128)내에서, 연료/증기 혼합물은 가스 터빈(106)의 다운스트림 연소기(118)에서의 연소에 적당한 개질된 연료로 촉매 전환된다.
임의로, 개질된 연료를 열 회수 시스템(214)의 개질기(128)의 다운스트림(연료/증기 혼합물의 유동 방향에 대해)에 위치한 연료 가열기(132)에서 가열시킬 수 있다. 가스 터빈(106)의 가스 터빈(138)을 빠져나오는 배출 기체는 개질기(128)에서 연료/증기 혼합물을 촉매 개질시키는데 필요한 흡열 및 임의의 연료 가열기(132)에서 개질된 연료를 가열하는데 필요한 열을 제공한다. 연료/증기 혼합물을 증기 개질 촉매에 통과시키고, 배출 기체로부터 전달된 열과 함께 주로 수소, 일산화탄소 및 잔류량의 이산화탄소를 함유하는 적당한 연소성 연료 혼합물로 전환된다. 이전에 언급한 바와 같이, 본 발명에 사용하기에 적당한 개질 촉매는 보통 천연 가스를 수소로 전환시키기 위해 사용되는 통상적 니켈계 촉매를 포함한다.
배관(140)중의 터빈 배출 기체는 배관(224)와 (226)을 통해 2개의 기체 스트림으로 분할된다. 배관(224)의 배출 기체는 공기 예열기(218)를 빠져나오는 압축된 공기의 제2 부분을 예열시키기 위해 사용된다. 배관(226)의 배출 기체는 열교환기(132)내에 개질된 연료를 예열시키기고 개질기(128)내의 연료/증기 혼합물을 개질시키기 위해 사용된다. 배관(224)와 (226)의 2개의 배출 기체 스트림은 혼합 지점(228)에서 결합되고, 배관(230)을 통해 물 비등기/증발기(232)에 통과시킨다. 물 비등기/증발기(232)는 개질기(128)에 통과시킬 연료/증기 혼합물을 포함하는 증기를 발생시키기 위해 사용된다. 배출 기체는 배관(234)를 통해 물 비등기/증발기(232)를 빠져나오고, 배관(236)과 (238)을 통해 2개의 기체 스트림으로 다시 분할된다. 배관(236)의 배출 기체는 공기 예열기(216)를 빠져나오는 압축된 공기의 제2 부분을 예열시키기 위해 사용된다. 배관(238)의 배출 기체는 열 교환기(240)에서 물 공급원(166)으로부터 물을 가열시키기 위해 사용된다. 열 교환기(240)를 빠져나오는 고온수는 물 비등기/증발기(232)에서 증기로 전환되고, 결국 혼합 지점(222)에서 원료 연료와 혼합된다.
예열기(216)와 열 교환기(240)를 빠져나오는 배출 기체 스트림은 후속적으로 혼합 지점(242)에서 결합되고, 배관(244)을 통해 저압 물 비등기(246)에 통과시켜 하류 랭킨 사이클을 위한 저압 증기를 발생시킨다. 저압 증기는 물 비등기(246)을 저압 ㅡ이 배관(158)을 통해 빠져나오고, 저압 증기 터빈(152)에 통과시키고, 여기서 저압 증기는 팽창 및 냉각되어 기계적 동력을 발생시킨다. 냉각된 증기는 냉각된 증기 배관(160)을 통해 증기 터빈(152)을 빠져나오고, 임의로, 물 냉각기(162)에서 추가로 냉각 및 응축시킨 다음(저압에서), 프레시 물 배관(168)을 통해 물 공급원(166)으로부터 개선된 열화학적 회수 복합-사이클 동력 플랜트(200)으로 도입된 프레시 비등기 개질 공정 물과 지점(164)에서 혼합시킨다. 물은 혼합지점(164)을 물 배관(248)을 통해 빠져나오고, 후속적으로 저압 물 비등기(144)에서 기화된다. 저압 물 비등기(144)에서 열 전달 유체로서 사용된 배출 기체는 도관(170)을 통해 열 회수 시스템(214)를 빠져나온다.
개질된 연료는 열 회수 시스템(214)의 연료 개질기(128)(및, 임의로 연료 가열기(132))을 연료 공급 배관(134)을 통해 빠져나오고, 연소기(118)에 주입되고, 여기서 압축된 공기(상기 언급된 제1 및 제2 부분 모두)의 존재하에 연소되어 배출 기체를 생산한다. 배출 기체는 즉시 연소기(118)을 배출 배관(136)을 통해 빠져나오고, 가스 터빈(106)의 터빈 구역(138)에 통과되고, 여기서 배출 기체는 냉각 및 팽창되어 기계적 동력을 발생시킨다. 팽창되고 부분적으로 냉각된 배출 기체는 배출 기체 배관(140)을 통해 터빈 구역(138)을 빠져나온다. 터빈 구역(138)을 빠져나오는 배출 기체에 남아있는 현열은 열 회수 시스템(214)의 각종 열 교환기에서 사용된다. 상기한 바와 같이, 이러한 열교환기는 압축된 연소 공기를 예열시키기 위해 사용되는 공기 예열기(216) 및 (218), 원료 연료 공급물을 개질시키기 위해 사용되는 원료 연료 개질기(128), 개질된 연료를 가열시키기 위해 사용될 수 있는 임의의 연료 가열기(132) 및 각종 물/증기 가열기(232), (240) 및 (246)을 포함한다.
일반적으로, 조 디메틸 에테르 연료/증기 혼합물이 개질되어 개질된 연료를 형성하고, 이는 공기의 존재하에 연소되어 고온 배출 기체를 생산하고, 이것이 가스 터빈의 터빈 구역을 통과하는 경우, 터빈 구역을 빠져나오는 배출 기체는 약 1000℉(약 540℃) 내지 약 1200℉(약 650℃), 바람직하게는 약 1050℉(약 565℃) 내지 약 1150℉(약 621℃), 보다 바람직하게는 약 1090℉(약 588℃) 내지 약 1120℉(약 604℃)의 온도를 갖는다. 따라서, 가스 터빈의 터빈 구역을 들어오고 빠져나가는 배출 기체의 온도에 기초하여, 고가이고 복잡한 고온 터빈은 필요하지 않으며; 통상적 터빈이 본 발명에 따라 사용될 수 있고, 바람직하다.
디메틸 에테르 연료의 기체로 열 회수 시스템을 빠져나오는 배출 기체는 바람직하게는 약 190℉(약 88℃) 내지 약 250℉(약 121℃), 보다 바람직하게는 약 195℉(약 90℃) 내지 약 215℉(약 102℃)의 온도를 갖는다. 열 회수 시스템을 빠져나오는 배출 기체에 기초하여, 연소 배출 기체내에 존재하는 현열을 본 발명의 방법이 효과적으로 이용함을 알 수 있다. 게다가, 특정 조건하에서 작동하는 하류 랭킨 사이클이 배출 기체내의 현열을 사용하여 저압 증기 터빈에서 추가의 동력을 발생시킬 수 있음을 알 수 있다. 하지만, 전체 동력 플랜트의 총 동력 발생을 기준으로 하여 하류 랭킨 사이클에서 발생된 동력의 양은 40% 미만, 바람직하게는 약 30% 미만, 보다 바람직하게는 약 10% 미만임을 알아야 한다. 따라서, 동력 플랜트에서 발생된 총 동력의 60% 초과, 보다 바람직하게는 90% 초과의 동력이 가스 터빈에 의해서 발생된다.
연료 개질기내에서, 연료/증기 혼합물을 촉매의 존재하에 반응시켜 연료/증기 혼합물을 수소, 일산화탄소 및 잔류량의 이산화탄소를 포함하는 개질된 연료 혼합물로 전환시키는 흡열 반응이 발생한다. 본 발명을 수행하기 위해 필요한 흡열은 가스 터빈을 빠져나오는 배출 기체에 의해 제공된다. 원료 연료 및 증기의 개질화 정도는 개질기 작동 온도 및 압력 및 증기/연료의 몰비에 의존한다. 바람직하게는 증기/원료 연료의 몰비가 약 1:10 내지 약 1:1, 보다 바람직하게는 약 0.7:4 내지 약 0.9:2.5(즉, 약 0.175:1 내지 약 0.36:1)이다.
증기/연료의 몰비는 약 1.0인 조 디메틸 에테르 연료의 경우에서(하기 실시예 1 참조), 증기/연료 혼합물은 약 300℉(약 149℃) 내지 약 580℉(약 304℃), 바람직하게는 약 350℉(약 177℃) 내지 약 550℉(약 288℃), 보다 바람직하게는 약 380℉(약 193℃) 내지 약 450℉(약 232℃)의 온도에서 개질기에 공급될 수 있다. 따라서, 소정의 이러한 개질기 입구 조건에서, 열 전달 유체로서 연료 개질기에 들어오는 배출 기체는 바람직하게는 약 770℉(약 410℃) 내지 약 900℉(약 482℃), 보다 바람직하게는 약 780℉(약 415℃) 내지 약 850℉(약 454℃), 가장 바람직하게는 약 790℉(약 421℃) 내지 약 825℉(약 441℃)의 온도를 갖는 것으로 측정되었다. 게다가, 배출 기체는 약 600℉(약 315℃) 내지 약 750℉(약 400℃), 바람직하게는 약 610℉(약 321℃) 내지 약 700℉(약 370℃), 보다 바람직하게는 약 615℉(약 323℃) 내지 약 650℉(약 343℃)의 온도로 개질기를 빠져나온다. 연료 개질기의 가장 바람직한 작동 조건에서, 원료 연료/증기 혼합물의 전환율은 약 100%이다.
증기/연료의 몰비가 약 2.28인 조 디메틸 에테르 연료의 경우에(하기 실시예 3 참조), 증기/연료 혼합물은 약 600℉(약 315℃) 내지 약 670℉(약 354℃), 바람직하게는 약 650℉(약 343℃) 내지 약 670℉(약 354℃)의 온도에서 개질기에 공급될 수 있다. 따라서, 소정의 이러한 개질기 입구 조건에서, 열 전달 유체로서 연료 개질기에 들어가는 배출 기체는 바람직하게는 약 700℉(약 370℃) 내지 약 1090℉(약 588℃), 보다 바람직하게는 약 800℉(약 427℃) 내지 약 1090℉(약 588℃), 가장 바람직하게는 약 1060℉(약 571℃) 내지 약 1085℉(약 585℃)의 온도를 갖는 것으로 측정되었다. 게다가, 배출 기체는 약 620℉(약 327℃) 내지 약 740℉(약 393℃), 바람직하게는 약 685℉(약 363℃) 내지 약 740℉(약 393℃), 보다 바람직하게는 약 690℉(약 366℃) 내지 약 715℉(약 380℃)의 온도로 개질기를 빠져나오는 것으로 측정되었다. 연료 개질기의 가장 바람직한 작동 조건에서, 원료 연료/증기 혼합물의 전환율은 약 100%이다.
본 발명은 각종 복합-사이클 동력 플랜트에 유용한 열화학적 회수 및 배출 기체 냉각의 보다 효율적인 조합을 제공한다. 이러한 조합은 통상적 복합-사이클 동력 플랜트에서 수득되는 것에 비해 보다 효율적인 가스 터빈에서 동력 발생 정도를 증가시킴으로써, 통상적 설계에서보다 실질적으로 높은 총 동력 발생 효율을 갖는 플랜트의 설계를 가능하게 한다.
다음의 실시예는 본 발명을 예시하기 위해서 제공되지만, 이의 범주를 제한하지는 않는다.
실시예 1은 상기하였고, 도 1에 도시된, 해당 연료로서 조 액체 디메틸 에테르를 사용하는 본 발명의 동력 발생 방법 및 장치의 한 양태에 관한 것이다. 실시예 2는 해당 연료로서 동일한 조 액체 디메틸 에테르를, 및 가스 터빈의 압축기로의 동일한 공기 공급 속도를 포함하는 동일한 가스 터빈 작동 조건을 사용하는 통상적 복합-사이클 동력 발생 방법을 예시하는 비교 실시예이다.
실시예 3은 상기하였고, 도 2에 도시된, 해당 연료로서 조 액체 디메틸 에테르를 사용하는 본 발명의 전력 발생 방법 및 장치의 또 다른 양태에 관한 것이다. 실시예 4는 약간 변형된 가스 터빈 작동 조건으로 해당 연료로서 동일한 조 액체 디메틸 에테르를 사용하는 통상적 복합-사이클 동력 플랜트를 예시하는 비교 실시예이다.
실시예 1 내지 4에 사용된 각각의 방법은 ASPEN PLUSR공정 시뮬레이션 소프트웨어 및 경우에 따라 가상의 단위 공정 효율(예를 들어, 압축기 효율, 터빈-공냉의 정도 등)를 사용하여 모형화된다. 실시예 1 대 2 및 실시예 3 대 4를 비교하는 목적을 위한 이러한 효율은 다르지만, 실시예 1 및 3(본 발명의 동력 발생 방법의 양태를 예시하는)을 위해 가정된 효율 대 실시예 2 및 4(통상적 복합-사이클 동력 플랜트를 예시하는)를 위해 가정된 효율에 있어서의 상대적 차이는 본 발명에 의해 달성되는 기초적 성능 강화를 왜곡시키지 않는다.
실시예 1
상기하였고, 도 1에 도시된 개선된 열화학적 회수 복합-사이클 동력 플랜트는 약 6540 쇼트 톤/일(ST/D)의 조 액체 디메틸 에테르 유속을 사용하여 동력을 발생시키도록 설계된다. 연료 개질기에 공급되는 증기 대 원료 연료의 몰비는 약 1이고, 개질기 작동 조건은 원료 연료의 약 100% 개질이 달성되도록 선택된다. 이러한 실시예를 위한 관련 공정 데이타는 하기 표 I에 제공된다. 본 실시예를 위해 표 I에 기재된 양은 4개의 가스 터빈 트레인(도 1에 (106)으로 표시) 병렬 배열, 4개의 열 회수 시스템(도 1에 (112)로 표시) 및 1개의 증기 터빈 트레인을 사용하는 도 1에 예시된 설계에 기초한다.
대기중의 공기를 여과하고, 배관(108)을 통해 가스 터빈(106)의 압축기(104)에 도입하면서, 조 액체 디메틸 에테르 연료를 연료 공급원(120)으로부터 플랜트(200)로 60℉(약 15.6℃) 및 77 lb/in2절대압(psia)(약 5.3bar 절대압)에서 펌핑한 다음, 열 교환기(124)에서 390℉(약 199℃)의 온도까지 기화/예열시킨다. 기화된 디메틸 에테르를 이어서 혼합 지점(126)에서 열 회수 시스템(112)에서 발생된 등몰량의 중압 증기(약 58,099 lbs/hr/train)와 혼합시킨다. 배관(130)을 통해 디메틸 에테르 개질기(128)로 통과시킨 증기/연료 혼합물의 결과 온도는 402℉(약 205℃)이고, 이는 개질 촉매의 예상 반응 개시 온도(약 400℉(약 204℃))보다 높다.
개질된 연료는 662℉(약 350℃)에서 개질기(128)을 빠져나와 연료 기체 가열기(132)로 들어가고, 여기서 연료는 터빈 배출 기체와 간접적 열 교환에 의해 771℉(약 411℃)까지 가열된다. 그후에, 가열되고 개질된 연료는 연료 배관(134)을 통해 4개의 가스 터빈 트레인(106)의 각각의 연소기(118)로 도입되고, 이들 각각은 약 240메가와트(MW)의 총 동력을 생산한다. 고온 배출 기체는 가스 터빈 트레인(106)을 1101℉(약 594℃)의 온도에서 빠져나오고, 열 회수 시스템(112)에 통과시킨다. 상기한 바와 같이, 도 1을 참조하면서, 열 회수 시스템(112)을 통한 배출 기체 유동의 순서는 다음과 같다: 공기 예열기(114), 연료 기체 가열기(132), 연료 개질기(128) 및 중압 증기(335psia(약 23bar 절대압)) 및 저압 증기(약 50psia(약 3.4bar 절대압)) 가열기(142) 및 (144). 하류 증기 사이클에서 발생된 동력은 전체 플랜트를 기준으로 하여 약 87MW이다(하나의 증기 터빈 트레인에 상응한다).
이러한 실시예는 가스 터빈에서 발생된 높은 동력 산출량 및 냉각 저압 증기 터빈에 의해 발생된 비교적 낮은 동력 산출량을 입증한다. 이러한 결과는 증기 터빈에 비해 가스 터빈의 보다 높은 동력 발생 효율, 및 가스 터빈 트레인과 저압 증기 터빈 트레인 둘다에서 동력 발생을 제어하기가 비교적 용이함으로 인하여 특히 바람직하다.
특정 연료 유속(원료 연료 6,568ST/D)에서 동력 플랜트에 의해 생산된 총 동력중에서, 총 동력의 약 8.5% 미만은 냉각 저압 증기 터빈에 의해 발생된다. 증기 터빈에서의 이러한 낮은 동력 생산은 하기 실시예 2(비교 실시예)에 기술된 통상적 복합-사이클 동력 플랜트 방법과 정반대이다. 거기서, 증기 터빈은 총 동력 산출량의 약 36%를 차지한다. 유사하게는, 본 발명의 TCR 사이클을 위한 총 동력 발생 효율은 통상적 복합-사이클 동력 플랜트보다 높다(56.36% 대 55.90%, LHV 기준)(하기 표 I 참조).
실시예 2(비교 실시예)
본 실시예는 비교 목적으로 제공되며, 약 6,840 ST/D의 조 액체 디메틸 에테르 유속으로 작동하는 통상적 복합-사이클 동력 플랜트에 관한 것이다. 모형화된 동력 플랜트는 3개의 병렬 가스 터빈 트레인을 포함하는 단순 사이클, 및 각각은 3개의 열 회수 증기 발생기(이후, "HRSG"라 칭함)로부터 압축된 증기를 공급받는 고압, 중압 및 저압 증기 터빈을 포함하는 증기 터빈을 포함하는 하류 랭킨 사이클을 사용한다. 본 실시예를 위한 관련 데이타는 하기 표 I에 기재한다.
대기중의 공기를 여과하고, 배관(108)을 통해 가스 터빈의 압축기에 도입하면서, 조 액체 디메틸 에테르 연료를 연료 공급원으로부터 플랜트로 60℉(약 15.6℃) 및 77psia(약 5.3bar 절대압)에서 펌핑한 다음, 하류 랭킨 사이클의 중압 증기 루프로부터의 고온 비등기 공급수를 사용하여 330℉(약 165.6℃)의 온도까지 기화/예열시킨다. 기화된 디메틸 에테르를 3개의 가스 터빈 트레인 각각의 무수 낮은 NOx예비-혼합 연소기의 입구에 도입시킨다. 3개의 가스 터빈 트레인 각각은 236.2MW의 동력 산출량을 생산한다. 배출 기체는 각각의 가스 터빈 트레인을 1102℉(약 594℃)의 온도에서 빠져나오고, 하류 랭킨 사이클에서 요구되는 3중 압력 증기를 생산하기 위해 사용된다.
각각의 가스 터빈 트레인을 빠져나오는 배출 기체를 결합시키고 HRSG들에 공급한다. 배출 기체 유동 방향으로 HRSG들을 포함하는 각종 열 교환기의 배열은 다음과 같다: (a) 증기 과열기 및 재-가열기 병렬 배열; (b) 고압 증발기; (c) 중압 과열기; (d) 고압 비등기 공급수 절탄기(HTBFWE); (e) 중압 증발기; (f) 저압 과열기; (g) 저압 비등기 공급수 절탄기 병렬 배열; (h) 저압 증발기/집약적 탈기 장치; 및 (i) 응축물 가열기.
탈기 장치(h)로부터의 고압 비등기 공급수(555,436 lbs/hour/train)를 LTBFWE(g)에서 320℉(약 160℃) 내지 438℉(약 225℃)로 가열하고, LTBFWE(d)에서 626℉(약 330℃)까지 추가로 가열한 다음, 고압 증발기(b)에 도입시키고, 여기서 고압 증기(552,659 lbs/hour/train)는 2069psia(142.6bar 절대압)의 압력으로 생산된다. 고압 증기를 과열기(a)에서 1007℉(약 542℃)까지 과열시킨다.
고압 증기를 증기 터빈의 고압 구역으로 공급한다. 증기 터빈의 고압 구역은 과열된 고압 증기를 1865psia(약 128.6bar 절대압) 및 1000℉(약 538℃)의 온도에서 3개의 HRSG 각각으로부터 수용하고, 보다 낮은 압력의 증기(중압 증기라 칭한다)를 425psia(약 29.3bar 절대압) 및 635℉(약 335℃)에서 내보낸다. 중압 증기를 재-가열기(a)에 통과시켜 중압 증기의 온도를 1005℉(약 541℃)까지 상승시킨다.
탈기 장치(d)로부터의 중압 비등기 공급수(약 341.891 lbs/hour/train)를 LTBFWE(g)에서 320℉(약 160℃) 내지 438℉(약 225℃)로 가열하고, 이러한 물의 일부를 연료 가열기/기화기에 통과시키고, 물의 나머지 부분을 중압 증발기(E)에 공급하고, 여기서 436psia(약 30.0bar 절대압)을 갖는 중압 증기(약 144,800 lbs/hour/train)가 생상되고, 과열기(a)에서 500℉(약 260℃)까지 과열된다. 3개의 HRSG 각각으로부터의 중압 과열된 증기를 증기 터빈의 고압 구역으로부터 배출된 재-가열된 중압 증기(상기의 문단에 기재된)와 결합시킨다. 증기 터빈의 중압 구역은 각각의 HRSG로부터 1000℉(약 538℃)에서 380psia(약 26.2bar 절대압) 재-가열된 증기를 수용하고, 보다 낮은 압력 증기를 배출시킨다(저압 증기라 칭함).
저압 증발기(h)에서 90psia(약 6.2bar 절대압)에서 생산된 저압 증기(약 40,358 lbs/hour/train)를 과열기(a)에서 345℉(약 174℃)까지 과열시키고, 증기 터빈의 중압 구역으로부터 배출된 저압 증기와 혼합시킨다. 이러한 저압 증기 혼합물을 68psia(약 4.7bar 절대압)에서 증기 터빈의 저압 구역으로 도입한다. 증기 터빈의 저압 구역으로부터의 배출물을 1.5인치 수은 절대압(약 0.05bar 절대압)에서 작동하는 수냉된 표면 응축기에 통과시키고, 여기서 증기를 응축시킨다. 이러한 응축물을 약 90℉(약 32℃)의 온도를 갖는 보충수(전체 동력 플랜트에 대해 약 2,222,415 lbs/hour)와 결합시키고, 결합된 물 유동을 분할하고, 3개의 HRSG의 각각에 공급한다. HRSG 각각에서, 결합된 물 유동은 300℉(약 149℃)까지 가열되고, 탈기 장치(g)에 공급되고, 여기서 증기 사이클을 반복한다.
HRSG 장치의 매우 복잡한 설계는 가스 터빈을 빠져나오는 배출 기체의 예상된 온도뿐 아니라, 연료 공급물 및 연소 공기의 유속에 비례한다. 상기한 설명 및 하기 표의 데이타에 기초하여, 비교 실시예는 복합-사이클 동력 플랜트에 의해 생산된 총 동력(1068MW)을 기준으로 하여 증기 터빈의 3개 구역에 의해 발생된 동력(384MW)의 높은 비율(36%)을 입증한다. 게다가, 동력 요구량이 첨두 부하 및 부분 부하간에 이동하기 위해, 공정 조건의 복잡한 재구성이 필요할 수 있다는 것을 입증한다. 예를 들어, 연료 공급물(또는 연소 공기)의 유속은 동력 소비 요구량에서의 이동을 도모하기 위해 변화할 경우, 터빈 배출 기체는 하기의 하류 랭킨 사이클의 모든 공정 조건(예를 들어, 유속, 온도, 압력 및 열 부하(heat duties))의 재구성을 요구할 수 있는 상이한 온도를 가질 수 있다.
데이타 실시예 1 실시예 2
연료 공급 속도(ST/D) 6540 6840
MMBtu/hr(HHV) 6952 7272
MMBtu/hr(LHV) 6236 6525
공기 대 각각의 가스 터빈(lb/sec) 1377.43 1387.85
동력
동력 가스 터빈(kW) 959,864 708.861
동력 증기 터빈(kW) 87,336 384.471
부가 소비 동력(kW) (17,264) (24,606)
총 동력 산출량(kW) 1,029,936 1,068,546동력 발생 효율
총 열 속도(HHV)(Btu/kW/hr) 6749 6804
연료 대 동력 % 50.57 50.16
총 열 속도(LHV)(Btu/kW/hr) 6056 6106
연료 대 동력 % 56.36 55.90
실시예 3
상기하였고, 도 2에 도시된, 개선된 열화학적 회수 복합-사이클 동력 플랜트는 약 35.984 lbs/sec의 조 액체 디메틸 에테르 유속을 사용하여 동력을 발생시키도록 설계된다. 연료 개질기에 공급되는 증기 대 원료 연료의 중량비는약 0.89이고, 이는 약 2.28의 몰비에 상응한다. 개질기 작동 조건은 원료 연료의 약 100% 개질화가 달성되도록 선택된다. 이러한 실시예를 위한 관련 방법이 하기 표 II에 기재되어 있다.
대기중의 공기(약 442.4 lbs/sec)를 여과하고, 압축된 공기 배관(108)을 통해 가스 터빈(106)의 압축기(104)에 도입시킨다. 별도의 공기 스트림(약 764.1 lbs/sec)을 여과하고, 도 2에 도시된 3단계 압축기에서 압축시키고, 공기 예열기(216) 및 (218)을 통과시킨 다음, 가스 터빈(106)의 연소기(118)에 공급한다. 배출 기체는 가스 터빈(106)을 1274.5 lbs/sec의 유속으로 빠져나오고, 결국 약 212℉(약 100℃)의 온도에서 대기로 방출된다.
표 II에서 상술한 바와 같이, 개선된 열화학적 회수 복합-사이클 동력 플랜트의 본 양태에서 약 454.0MW의 동력을 발생시킨다. 공기 압축기를 약 66.5MW를 뽑아내는 가스 터빈에 연결하여, 387.5MW의 총 동력 발생을 초래한다. 외부 단계를 갖는 압축기에 대해 요구되는 동력은 약 102.5MW(각 단계를 갖는 압축기에 대한 90% 효율에서)이다. 저압 증기 터빈은 이러한 동력 플랜트에 의해 발생된 총 동력의 약 1.7%를 발생시키고, 이는 통상적 복합-사이클 동력 플랜트의 하류 랭킨 사이클에 의해 발생된 총 전력의 33.4%(실시예 4 참조(비교 실시예))와 대조적이다.
개선된 열화학적 회수 복합-사이클 동력 플랜트의 이러한 양태의 총 동력 발생 효율(LHV 기준)은 약 61.97%이다.
실시예 4(비교 실시예)
본 실시예는 비교 목적으로 제공되며, 약 44.799의 조 액체 디메틸 에테르 연료 유속에서 작동하는 통상적 복합-사이클 동력 플랜트에 관한 것이다. 모형화된 동력 플랜트는 1개의 가스 터빈 트레인을 포함하는 단순 사이클, 및 각각이 열 회수 증기 발생기로부터의 압축된 증기를 공급받는 고압, 중압 및 저압 증기 터빈 구역을 포함하는 증기 터빈을 포함하는 하류 랭킨 사이클을 사용한다. 본 실시예를 위한 관련 공정 데이타는 표 II에 기재된다.
데이타 실시예 3 실시예 4
가스 터빈 데이타
연료 공급 속도(lb/sec) 35.984 44.799
입구 온도(℉) 2400 2400
입구 압력(psia) 220 220
출구 온도(℉) 1106 1100
압축기로의 공기 유동(lb/sec) 442.4 1168.0
가스 터빈 냉각으로의 공기 유동(lb/sec) 119.3 120.3
배출 기체 유속(lb/sec) 1274.4 1212.8
단계별 압축기로의 공기 유동(lb/sec) 764.1 -
동력
동력 가스 터빈(MW) 454.0 424.1
동력 증기 터빈(들)(MW) 5 111.3
압축기들에 의해 소비된 동력(MW) 169 196.2
부가 소비 동력(MW) 3.2 6.2
총 동력 산출량(kW) 286.8 333.0연료 대 동력 % 61.97 57.8
* 실시예 3에서, 단계별 압축기에 대해 90% 효율을 가정한다. 압축기 효율을 85%라고 가정한다면, 동력 발생 효율은 60.5%가 된다.
상기한 설명은 이해의 명료함을 위해 제공된 것이고, 어떠한 불필요한 제한도 이로부터 도출되어서는 안되며, 본 발명의 범주내에서의 변형은 당업자들에게 자명할 것이다.

Claims (10)

  1. 연소기에서 압축된 공기의 존재하에 개질된 연료를 연소시켜 실온에 대해 승온을 갖는 고온 배출 기체를 생산하는 단계(a),
    단계(a)에서 생산된 배출 기체의 일부를 가스 터빈에 통과시켜 동력을 생산하는 단계(b),
    단계(b)의 가스 터빈 출구로부터의 배출 기체와 간접적 열 교환 관계로 약 300℉ 내지 약 932℉, 바람직하게는 약 300℉ 내지 약 670℉의 온도에서 개질될 수 있는 조 천연 가스-유도된, 산화된 연료와 증기의 혼합물을 촉매 반응기에 통과시켜 이러한 혼합물을 개질시키기에 충분한 소정의 열을 배출 기체로부터 공급하여 단계(a)에서 연소되는 개질된 연료를 생산함으로써 이러한 혼합물을 개질시키는 단계(c) 및
    촉매 반응기로부터의 배출 기체의 적어도 일부를 랭킨 사이클의 열교환기에 통과시켜 랭킨 사이클에서 동력을 발생시키는 단계(d)를 포함하는 동력 발생 방법.
  2. 제1항에 있어서, 랭킨 사이클이 저압 랭킨 사이클이고/이거나 반응기가 증기-개질 촉매를 함유하는 열화학적 회수기인 방법.
  3. 제1항에 있어서, 개질된 연료가 증기와 원료 연료간에 촉매 반응 생성물인 방법.
  4. 제3항에 있어서, 조 천연 가스-유도된, 산화된 연료가 메탄올, 에탄올, 디메틸 에테르, 디메틸 카보네이트, 메틸 포르메이트 및 이의 혼합물로 이루어진 그룹으로부터 선택되는 방법.
  5. 제3항에 있어서, 혼합물의 증기 대 원료 연료의 몰비가 약 1:10 내지 약 1:1, 바람직하게는 약 0.175:1 내지 약 0.36:1인 방법.
  6. 제5항에 있어서, 혼합물이 약 300℉ 내지 약 670℉, 바람직하게는 약 350℉ 내지 약 550℉ 또는 약 650℉ 내지 약 670℉의 온도에서 반응기에 들어가는 방법.
  7. 제5항에 있어서, 배출 기체가 약 700℉ 내지 약 1090℉, 바람직하게는 약 790℉ 내지 약 825℉의 온도에서 반응기에 들어가는 방법.
  8. 제7항에 있어서, 배출 기체가 약 1060℉ 내지 약 1085℉, 바람직하게는 약 1000℉ 내지 약 1200℉, 보다 바람직하게는 약 1090℉ 내지 약 1120℉의 온도에서 반응기에 들어가는 방법.
  9. 제1항에 있어서, 단계(a)에서 압축된 공기가 제1 압축된 공기 스트림과 제2 압축된 공기 스트림의 결합된 유동이고, 제2 압축된 공기 스트림의 온도가 가스 터빈을 빠져나오는 배출 기체의 온도보다 낮은 약 10℉ 내지 약 400℉인 방법.
  10. 제9항에 있어서, 단계(c) 전에, 가스 터빈의 출구로부터의 배출 기체를 열 교환기에 통과시켜 제2 압축된 공기 스트림의 온도를 상승시키는 단계를 추가로 포함하고, 바람직하게는 단계(c)내에 가스 터빈의 출구로부터의 배출 기체의 일부를 열 교환기에 통과시켜 제2 압축된 공기 스트림의 온도를 상승시키는 단계를 추가로 포함하는 방법.
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