KR20130096332A - 재생기 연도가스 중 ＣＯ 및 ＮＯｘ의 감소 - Google Patents

재생기 연도가스 중 ＣＯ 및 ＮＯｘ의 감소 Download PDF

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Abstract

고온 산소 스트림을 일산화탄소를 함유하는 촉매 재생기 연도가스 스트림에 공급하여 일산화탄소를 제거한다. NOx 전구체는 N2로 전환되고 NOx가 연도가스 스트림 중에 존재할 경우 고온 산소 스트림의 첨가는 존재하는 NOx의 양을 낮춘다.

Description

재생기 연도가스 중 ＣＯ 및 ＮＯｘ의 감소 {REDUCTION OF CO AND NOX IN REGENERATOR FLUE GAS}
본 발명은 촉매 재생 장치로부터의 연도가스(flue gas)의 처리에 관한 것이다.
유체 촉매 분해(fluid catalytic cracking; FCC)는 보다 고분자량의 석유 분획을 열 하에서 촉매를 사용하여 보다 작은 분자로 분해하는 단위 공정이다. 분해 공정 동안, 코크스(coke) 퇴적물이 촉매의 표면에 형성되며, 이는 촉매의 재생을 필요로 한다. 따라서, 촉매를 분해 공정에 의해 발생하는 증기로부터 연속적으로 분리하고, 코크스 퇴적물을 연소시키는 FCC 재생기에서 재생시켜 촉매 활성을 복구한다.
FCC 재생기는 2개의 방식, 즉, 완전 연소 및 부분 연소로 가동할 수 있다. 완전 연소 방식에서는, 코크스 퇴적물 중 대부분의 탄소가 또한 재생기로 공급되는 산화제 스트림 중 산소와 반응하여 CO2로 전환된다. 재생기를 부분 연소 방식으로 가동할 경우, 탄소는 산화제 스트림 중 산소와 반응하고 CO 및 CO2 둘 모두로 전환된다. 이 경우, 재생기 연도가스 중 CO는 전형적으로 하류 보일러에서 CO2로 산화되어 CO 산화로부터의 열을 회수하고 또한 보일러 연도가스 중 CO의 방출을 제한한다. CO 보일러는 재생기 연도가스가 통과하여야 하는 CO가 CO2로 산화되는 고온 화염 지대를 생성하기 위한 공기 연소 버너를 가진다. 정제 오프가스(off-gas)는 CO 보일러 버너를 위한 보조 연료로서 사용할 수 있다. CO의 산화에 의해 및 정제 가스의 연소로부터 방출된 열을 보일러에서 회수하여 공정 스팀을 생성한다. FCC 재생기 연도가스는 또한 SO2, NOx와 같은 다른 미량의 종, 및 NH3 및 HCN과 같은 환원된 질소의 종을 함유한다. 전형적으로, 탄소 퇴적물 중 대부분의 질소는 완전 연소 방식에서 NOx로 산화된다. 부분 연소 방식에서는, 질소 중 일부가 또한 NH3 및 HCN으로 변환되고, NH3 및 HCN 중 일부가 하류 CO 보일러에서 NOx로 산화된다. NOx의 양과 HCN, NH3, CN, HNO와 같은 다른 환원된 질소 종의 양을 이하 "총 고정 질소" (또는 "TFN")라고 통상적으로 기재한다.
현재 사용되는 재생기 가동의 가장 일반적인 방식은 완전 연소 방식이다. 최근에 FCC 생산 용량을 최대화하고자 하는 정제자의 욕구로 인해 부분 연소 방식이 새롭게 관심을 받고 있지만, 주어진 시간에 FCC 장치를 통해 얼마나 많은 공급물을 밀어넣을 수 있을 것인가에 대한 기술적 제한이 있다. 예를 들어, FCC로의 공급 속도를 증가시킬 경우 FCC가 이미 최대 송풍기 한계에서 가동된다면 FCC 재생기 연도가스는 더 많은 CO를 함유할 것이다. 환경적 규제에 부합하기 위해 FCC 재생기 연도가스 중 상기 증가된 CO는 하류 CO 보일러에서 연소되어야 한다. 이것은 일부 보일러의 경우 보일러가 증가된 CO를 환경적 규제를 준수하기 위해 요구되는 ppm (백만분의 일) 수준 아래로 분해시키지 못할 수 있기 때문에 문제를 야기할 수 있다. 따라서, CO를 분해하기 위한 보일러의 성능은 임의의 상류 FCC 용량 개선 수단에 방해(bottleneck)가 된다.
CO 보일러 버너의 전체 연소 속도는 FCC 재생기 연도가스 중 CO의 충분한 연소를 위해 충분히 높은 화염 온도를 제공하는 필요에 의해 크게 지배된다. CO 가스의 자연 발화 온도는 훨씬 더 낮지만 (약 1450℉) 전형적으로 약 1800℉의 화염 온도가 권고된다. 주어진 재생기 연도가스 조성에서, 그 미만에서는 달성되는 CO의 열 분해량이 만족스럽지 않은 최소 보일러 연소 속도가 존재한다. 많은 경우, 상기 최소 보일러 연소 속도는 조금도 사용되지 않고 최종적으로 주위 대기로 배출되는 과량의 공정 스팀을 생성한다. 이는 연료 에너지의 낭비를 나타낸다.
일부 FCC 시스템은 CO 보일러의 하류에 저온 NOx 및/또는 NOx/SOx 제거 장치를 가진다. 저온 NOx 제거 공정은 보통 목적하는 NOx 감소 효율을 달성하기 위한 지정된 양의 가스 보류 시간을 필요로 한다. FCC 용량 증가와 관련된 또 다른 문제는 FCC 재생기 연도가스의 부피도 또한 증가할 수 있다는 점이다. 재생기 연도가스 부피의 증가는 하류 NOx 제거 장치에 이용가능한 가스 보류 시간을 단축시키고 이들의 NOx 감소 효율을 감소시킨다. 재생기 연도가스 부피의 증가는 또한 부식성 세척 유체(scrubbing fluid)의 이월(carryover)을 촉진하고 세척기(scrubber) 후 가속화된 부식의 위험을 증가시킨다.
FCC 재생기 연도가스를 처리하는 다른 공정은 본 발명과 상이하지만, 중요한 조건에서 상이하고 본 발명이 달성하는 장점을 제공하지 않는다. 예를 들어, U.S. 특허 제 5,240,690호는 산소 함유 가스를 재생기 연도가스에 첨가하여 온도가 1000℉ 내지 1600℉인 오프가스를 생성하는 것을 교시하지만, 목표는 연도가스 중 NOx의 형성을 증가시키는 것이라고 기재한다. U.S. 특허 제 5,716,514호는 일산화탄소가 우선적으로 이산화탄소로 전환되지 않는 방법을 개시한다. U.S. 특허 제 5,830,346호는 전환을 위해 촉매의 사용을 필요로 하는 방법을 개시한다.
<발명의 개요>
본 발명의 일 실시양태에서, 재생기 연도가스 스트림의 처리 방법은
(A) NOx 및 일산화탄소를 함유하는 재생기 연도가스 스트림을 촉매 재생기로부터 제공하는 단계;
(B) 연료와 산소를 혼합하고 혼합물 중 산소의 일부를 상기 연료와 함께 연소시켜 온도가 2000℉ 이상이고 산소 및 상기 연소의 생성물을 함유하는 고온 산화제 스트림을 형성하는 단계;
(C) 고온 산화제 스트림을 재생기 연도가스 스트림에 공급하여 혼합물 중 일산화탄소를 이산화탄소로 전환하고 혼합물 중 NOx를 N2로 전환하기에 충분한 1250℉ 초과의 온도를 가지는 혼합물을 형성하여 상기 전환 후 혼합물 중 NOx의 양이 상기 혼합물 형성 전 상기 재생기 연도가스 스트림 중 NOx의 양보다 적도록 하는 단계
를 포함한다.
본 발명의 또 다른 실시양태에서, 재생기 연도가스 스트림의 처리 방법은
(A) NOx를 함유하지 않고 일산화탄소 및 NH3 및 HCN 중 하나 또는 둘 모두를 함유하는 재생기 연도가스 스트림을 촉매 재생기로부터 제공하는 단계;
(B) 연료와 산소를 혼합하고 혼합물 중 산소의 일부를 상기 연료와 함께 연소시켜 온도가 2000℉ 이상이고 산소 및 상기 연소의 생성물을 함유하는 고온 산화제 스트림을 형성하는 단계;
(C) 고온 산화제 스트림을 재생기 연도가스 스트림에 공급하여 혼합물 중 일산화탄소를 이산화탄소로 전환하고 혼합물 중 NH3 및 HCN 중 하나 또는 둘 모두를 N2로 전환하기에 충분한 1250℉ 초과의 온도를 가지는 혼합물을 형성하는 단계
를 포함한다.
혼합물이 단계 (C)에서 형성될 경우, 바람직하게는 일산화탄소 또는 NOx의 전환을 촉진하는 촉매는 첨가하지 않는다.
본원에서 사용되는 "NOx"라는 용어는 NO, N2O, NO2, N2O4, 및 이들의 혼합물을 포함하지만, 이로 제한되지는 않는 질소와 산소의 화합물, 및 이들의 혼합물을 의미한다.
도 1은 본 발명의 일 실시양태를 나타내는 순서도이다.
도 2는 본 발명의 별법의 실시양태의 일부의 순서도이다.
도 3은 본 발명의 또 다른 실시양태의 일부의 순서도이다.
도 4는 본 발명의 또 다른 실시양태의 순서도이다.
도 5는 본 발명에 유용한 고온 산소 재생기의 개략도이다.
본 발명의 하기 상세한 설명은 도면을 참조하지만, 본 발명이 도면에 예시한 실시양태로 제한된다고 간주되어서는 안된다.
도 1을 참조하여, FCC 재생기 (10)는 FCC 장치 (나타내지 않음)로부터 사용된 촉매 (2)를 받아서 재생시키고 재생된 촉매 (4)는 FCC 공급 스트림 (6)과 혼합되어 FCC 장치로 다시 운송되는 스트림 (8)을 형성한다. 재생기 연도가스 스트림 (12)은 바람직하게는 연도가스로부터 혼입된 촉매를 제거하기 위한 장치를 통과한다. 이러한 장치의 하나는 연도가스 스트림에 의해 이월된 미세한 촉매가 분리되고 도관(conduit) (22)을 통해 방출되는 사이클론 분리기 (20)이다. 재생기 연도가스 스트림 (12)은 선택적이지만 바람직하게는 전력 회수 터빈 (23)을 통과하여 재생기 연도가스의 운동 에너지를 즉시 이용가능한 전력으로 전환한다. 전력 회수 터빈 통과 후, 재생기 연도가스 스트림 (12)는 재생기 연도가스관 (30) 또는 챔버로 및 이를 통해 유동하며, 이로부터 연도가스 (12)가 하류 CO 보일러 (50)에 넘어갈 수 있다.
FCC 재생기 (10)가 부분 연소 방식으로 가동될 경우, 관 (30)으로 도입되는 재생기 연도가스 스트림 (12)은 NOx, 1% 내지 8%의 CO, 및 수백 또는 수천 ppm의 NH3 및 HCN과 같은 NOx 전구체를 함유할 수 있다. FCC 재생기 (10)가 충분한 연료 풍부 조건에서 부분 연소 방식으로 가동될 경우, 관 (30)으로 도입되는 재생기 연도가스 스트림 (12)은 NOx를 함유하지 않고, 1% 내지 8%의 CO, 및 수백 또는 수천 ppm의 NOx 전구체 NH3 및 HCN 중 하나 또는 둘 모두를 함유할 수 있다. FCC 재생기 (10)가 완전 연소 방식으로 가동될 경우, 재생기 연도가스 스트림 (12)은 NOx, 1% 이하의 CO, 및 수백 ppm의 NOx 전구체를 함유할 수 있다. 즉, 재생기 연도가스 스트림은 NOx를 함유하거나, 또는 NOx를 함유하지 않지만 NH3 및 HCN 중 하나 또는 둘 모두를 함유하거나, 또는 NOx와 NH3 및 HCN 중 하나 또는 둘 모두를 함께 함유할 것이다.
상기 방식 중 임의의 것에서, 관 (30)에 도입되는 재생기 연도가스 스트림의 온도는 1100℉ 내지 1400℉의 범위이다.
재생기 연도가스관 (30)에서, 또는 관 대신에 임의의 적합한 챔버에서, 기체 고온 산화제의 스트림 (32)이 높은 운동량으로 재생기 연도가스에 공급된다. 고온 산화제 및 재생기 연도가스가 혼합되며 그동안 고온 산소가 재생기 연도가스 중 CO를 CO2로 연소시키고 적어도 일부 NOx (존재할 경우) 및 NOx 전구체 NH3 (존재할 경우) 및 HCN (존재할 경우)를 환경적으로 온화한 N2로 전환한다. 스트림 (38)으로 생성된 가스 혼합물은 고온 산화제와 FCC 재생기 연도가스 사이의 반응의 생성물을 포함하고 추가 이용 또는 대기로의 배출을 위해 이용가능하다.
스트림 (38) 이용의 바람직한 방식에서는, 스트림 (38)은 주입구 (51)를 통해 CO 보일러 (50)에 공급된다. CO 보일러 (50)에서는, 연소 공기 (52) 및 보조 연료 (54)가 보일러 버너에 공급되고 화염 지대 (56)가 생성된다. 스트림 (38) 중 잔류 또는 미반응 CO는 스트림이 화염 지대를 통과할 때 CO2로 연소된다. 스팀을 제조하기 위한 CO 보일러 내에서의 열 회수 후, 전체 보일러 연도가스 스트림 (58)은 보일러에서 나가 저온 탈-NOx 장치 (60)로 유동한다. 이어서 보일러 연도가스는 방출 제어를 위한 습윤 세척기 (70)를 통과하고, 마지막으로 정제된 보일러 연도가스는 스택(stack) (80)으로 보내지고 대기로 방출된다 (82). 또 다른 가능한 실시양태에서는, 가스의 연소에서 발생된 열을 열 교환에 의해 스팀을 형성하기 위한 보일러 공급수 보다는 또 다른 화학적 공정 스트림으로 회수한다.
스트림 (38)의 전부 또는 일부를 이용할 수 있는 다른 방식은 이를 화학적 공정 반응을 위한 공급 스트림으로서 사용하는 것, 및 그의 열이 또 다른 공정 스트림으로 운반되는 열 교환기를 통과시키는 것을 포함한다.
도 5를 참조하여, 높은 운동량의 고온 산소 스트림 (32)을 제공하기 위해, 30 부피 퍼센트 이상, 바람직하게는 85 부피 퍼센트 이상의 산소 농도를 가지는 산화제의 스트림 (40)을 바람직하게는 적합한 구멍을 통해 재생기 연도가스관 또는 챔버와 이어지는 챔버 또는 관인 고온 산소 발생기 (42)에 제공한다. 가장 바람직하게는 산화제는 산소 농도가 99.5 부피 퍼센트 이상인 공업적으로 순수한 산소이다. 고온 산소 발생기에 공급되는 산화제의 초기 속도는 일반적으로 초당 50 내지 300 피트 (fps)의 범위이고 전형적으로 200 fps 미만일 것이다.
연료의 스트림 (44)은 연료 주입을 위해 일반적으로 사용되는 임의의 적합한 노즐일 수 있는 적합한 연료 노즐을 통해 고온 산소 발생기 (42) 내의 산화제에 제공된다. 연료는 예를 들어 천연 가스, 메탄, 프로판, 수소 및 코크스 오븐 가스를 포함하는 임의의 적합한 연소성 유체일 수 있다. 바람직하게는 연료는 기체 연료이다. 기체 연료보다 액체 연료를 사용하여 산화제와의 양호한 혼합 및 확실하고 안전한 연소를 유지하는 것이 더 어려울 것이지만, 2번 연료 오일과 같은 액체 오일도 또한 사용할 수 있다.
고온 산소 발생기 (42)로 제공되는 연료는 거기서 산화제와 함께 연소되어 열 및 이산화탄소 및 수증기와 같은 연소 반응 생성물을 생성한다. 바람직하게는 산화제의 산소의 약 20 퍼센트 이하가 연료와 함께 연소되거나, 또는 불충분한 고온 산소가 재생기 연도가스에 제공될 수 있다. 또한, 약 20 퍼센트 초과의 산소가 고온 산소 발생기에서 연료와 함께 연소될 경우, 잔류 산소의 온도는 바람직하지 않은 수준으로 증가할 수 있다.
고온 산소 발생기 (42)에서 발생하는 연소 반응 생성물을 산화제의 잔류 산소와 혼합하여 잔류 산소에 열을 제공하고 그의 온도를 상승시킨다. 바람직하게는, 연료는 전형적으로 200 fps 초과 및 일반적으로 500 내지 1500 fps의 범위 내의 고속으로 고온 산소 발생기 (42)에 제공된다. 고속은 산화제를 연소 반응에 혼입시켜 안정한 화염을 확립한다. 고속은 연소 반응 생성물 및 산화제를 연소 반응에 추가로 혼입시켜 고온 산소 발생기 내에서의 고온 연소 반응 생성물과 잔류 산소의 혼합을 개선하여 보다 효율적으로 잔류 산소를 가열할 수 있다.
일반적으로 산화제 공급관 내의 잔류 산소의 온도는 약 500℉ 이상, 바람직하게는 약 1000℉ 이상만큼 상승한다. 그러나 약 3000℉ 초과의 온도는 연소 반응 생성물의 분해를 현저히 증가시켜 공급관 및 노즐에 과열 문제를 일으키기 때문에 잔류 산화제의 온도가 약 3000℉를 초과하지 않는 것이 바람직하다.
고온 산소 발생기 (42) 내의 잔류 산소의 온도가 증가함에 따라, 재생기 연도가스로의 임의의 주어진 산화제 주입 속도를 달성하기 위한 산화제의 필요 공급 압력은 감소한다. 산소가 주위 온도일 경우 산소를 800 fps의 속도로 재생기 연도가스에 주입하기 위한 필요 압력은 제곱인치 게이지당 7 파운드 (psig)를 초과한다. 산소 온도가 증가함에 따라, 필요 압력은 급격하게 감소한다. 1500℉의 온도에서 필요 압력은 1.65 psig이고, 3000℉의 온도에서 필요 압력은 단지 0.91 psig이다. 3000℉ 초과의 온도에서는 추가적인 이점이 거의 없으므로, 연료와 함께 연소되는 산소가 20 퍼센트 이하이어야 하는 또 다른 이유를 제공한다. 따라서, 이 방식으로의 고온 산소의 발생은 높은 공급 압력의 필요 없이 재생기 연도가스에 고속 고온 산화제 스트림 (42)을 제공할 수 있으므로, 그렇지 않다면 산화제 공급원 압력이 높지 않을 경우 필요할 것인 재생기 연도가스로 넘어가기 전에 산화제 압축에 대한 필요를 줄이거나 제거할 수 있다.
이 방식으로 얻어진 고온 산소 스트림 (42)는 적합한 구멍 또는 랜스(lance)를 통해 온도가 2000℉ 이상인 고속 고온 산소 스트림으로서 고온 산소 발생기에서 재생기 연도가스로 보내어진다. 일반적으로 고온 산소 스트림의 속도는 초당 500 내지 3000 피트 (fps), 바람직하게는 500 내지 2000 또는 2500 fps의 범위일 것이고, 초기 속도를 300 fps 이상만큼 초과할 것이다.
고온 산소 스트림의 조성은 스트림이 발생하는 조건에 의존하지만, 바람직하게는 75% (부피) 이상의 O2를 함유한다. 상기 스트림에 대한 전형적인 조성은 약 80%의 O2, 12%의 H2O, 6%의 CO2, 및 OH, O, 및 H와 같은 약간의 고반응성 라디칼이다. 상기 반응성 라디칼은 CO를 CO2로 개시하고 산화하는데 특히 효과적이다. 고온 산소 가스 스트림은 노즐 또는 랜스에서 나가고 고속 및 고 운동량으로 재생기 연도가스에 공급되며, 이는 고온 가스와 FCC 재생기 연도가스 사이의 가속화된 혼합을 야기한다.
고 운동량 고온 산소 스트림의 형성은 그 내용이 본원에 참고로 인용되는 U.S. 특허 제 5,266,024호의 설명에 따라 수행할 수 있다.
고속 고온 산소 스트림은 분출 경계(jet boundary)를 통해 속도 구배 또는 전단 응력에 의해 FCC 재생기 연도가스 (12)를 혼입한다고 여겨진다. 재생기 연도가스와 고온 산소 스트림의 생성 혼합물의 온도가 1600℉ 초과일 때 장점이 실현될 수 있지만, 상기 혼합물의 온도는 1250℉ 이상, 바람직하게는 1400℉ 이상이다.
본 발명의 다른 실시양태에서, 둘 이상의 고 운동량 고온 산화제 스트림이 재생기 연도가스 스트림에 공급된다. 도 2는 하나의 이러한 실시양태를 예시한다. 도 2에서, FCC 재생기 연도가스 스트림 (12)은 관 (30)으로 도입되고, 여기에서 도 1에서 스트림 (32)에 대해 상기 기재된 바와 같이 형성되고 공급된 고 운동량 고온 산화제 스트림 (32)과 혼합된다. 재생기 연도가스 스트림 (12)에 함유된 CO 및 TFN의 일부가 이 혼합 도중 분해되어 반응된 혼합물 스트림 (31)을 형성하고, 여기에 제2 고 운동량 고온 산화제 스트림 (32b) (또한 스트림 (32)에 대해 상기 기재된 바와 같이 형성되고 공급됨)이 공급되고 혼합된다. 제2 스트림 (32b)은 반응된 혼합물 스트림 (31)과 혼합되고 스트림 (31) 중 CO, NOx 및 NOx 전구체의 양을 추가로 감소시킨다. 생성된 혼합 스트림 (38)은 CO 보일러 주입구 (51)로 공급될 수 있거나, 또는 상기 기재된 바와 같이 다른 방식으로 이용될 수 있다.
이 실시양태에서, 고온 산소를 한번에 공급할 수 없기 때문에 재생기 연도가스 중 CO의 CO2로의 전환은 화학량론 이하 조건 하에서 다단계로 일어날 것이다. 상기 구성하에서, TFN 분해 반응은 CO의 단계화 연소로 인해 상기 연료 풍부 조건하에서 더 긴 체류 시간 안에 일어난다. 따라서, NOx 전구체 또는 TFN의 더 높은 분해 효율이 기대된다.
본 발명의 또 다른 실시양태는 산소를 첨가하여 CO 보일러의 연소 챔버 내의 연소를 향상시키는 것이다. 이 실시양태는 도 3에 예시되며, 도 3 및 1에 나타내어진 참조 번호는 도 1에서 주어진 의미를 가진다. 이 실시양태에서, 산소의 스트림 (57)이 연소 공기의 스트림 (52)에 공급될 수 있거나, 또는 산소가 적합한 랜스 (53)를 사용하는 것과 같이 연소 챔버로 직접 공급될 수 있거나, 또는 산소가 스트림 (57)으로서 랜스 (53)를 통해 첨가될 수 있다. 또 다른 실시는 보일러의 일부 또는 모든 공기-연소 버너를 산소-연료 연소 버너로 바꾸는 것이다 (도 3에 나타내지 않음). 상기 중 임의의 방식으로 첨가된 산소는 21 부피% 초과의 O2, 바람직하게는 90 부피% 초과의 O2를 함유하는 스트림이어야 한다.
스팀이 풍부한 장치의 경우, 산소의 사용은 베이스라인(baseline) 보일러 화염 온도에서 감소된 보일러 연도가스 유동을 야기할 것이다. 연도가스 유동의 감소가 보일러 연도에 의해 운반되는 현저한 열 손실을 감소시키기 때문에, CO 보일러의 연소 속도는 화염 온도가 일정하게 유지되는 동안 감소할 수 있다. 보일러 연도가스 유동 및 연소 속도의 감소는 하류 NOx 제거 장치에서 이용가능한 연도가스 체류 시간을 증가시켜 NOx 분해 효율을 더 높일 것이다.
반대로, 스팀이 부족한 장치의 경우 산소의 사용은 CO 보일러가 동일한 베이스라인 연료 연소 속도에서 보다 많은 재생기 연도가스를 처리하고 보다 많은 스팀을 발생시키는 것을 허용한다. 이 경우, CO 보일러가 보다 많은 FCC 재생기 연도가스를 처리한다고 할지라도, 보일러로부터의 총 연도가스 부피는 대략 베이스라인과 동일한 수준으로 유지될 수 있다. 따라서 FCC 재생기 연도가스 유동의 처리에 대한 CO 보일러의 용량은 산소의 사용에 따라 증가한다. 예를 들어, 질량 및 에너지 균형 계산은 공기가 23.5 몰%의 O2를 갖도록 풍부해질 경우 CO 보일러의 용량이 7% 만큼 증가할 수 있을 것임을 나타낸다. CO 보일러가 산소-연료 연소로 전환될 경우, 그의 용량은 30%만큼 증가할 수 있을 것이다. CO 보일러 용량을 증가시킬 수 있는 상기 능력이 상류 FCC 장치 및 재생기로 이동될 경우, CO 보일러는 더 이상 상류 FCC 장치의 용량 개선 수단에 방해가 되지 않을 것이고, 정제 작업자의 경제적 이점이 실질적일 수 있다.
도 4는 본 발명의 또 다른 실시양태를 나타낸다. 도 4에서, 고 운동량 고온 산화제 스트림 (32)는 사이클론 분리기 (20) 이후 및 전력 회수 터빈 (23) 이전에 재생기 연도가스 스트림에 공급된다. 이 실시양태에서, 고온 산소에 의해 제공된 열 및 CO 연소에 의해 방출된 열은 가스 스트림이 전력 회수 터빈 (23)에 도입되기 전에 재생기 연도가스 온도를 225℉ 내지 520℉만큼 증가시킬 수 있다. CO 연소를 위한 고온 산소 스트림 (32)의 공급은 또한 총 재생기 연도가스 질량 유동을 약 0.6% 내지 2%만큼 증가시킨다. 터빈으로 도입되는 가스 스트림의 운동량의 증가로 인해 증가된 질량 유동 및 가스 온도는 전력 회수 터빈의 출력을 증가시킬 것이다. 고온 산소 유동의 양 및 CO 연소 정도를 터빈의 온도 한계에 부합하도록 제어할 수 있다.
구성의 다른 조합이 존재한다. 예를 들어, 고온 산화제의 임의의 제2 고 운동량 스트림 (32b)이 터빈 (23) 후에 공급될 수 있다. 이 경우, CO의 연소는 단계화되므로 TFN 또는 NOx 전구체의 분해 효율은 더 높을 것으로 기대된다.
본 발명은 하기 특이하고 자명하지 않은 장점을 가질 것으로 기대된다:
CO 보일러에 대한 가동 한계는 완화되거나 제거된다. 즉, 용량 증가를 위해 상류 FCC 장치를 더 강한 (즉 더 연료-풍부) 부분 연소 방식으로 가동할 수 있다. 즉, 공기 유속은 허용할 수 있는 최대로 유지하면서 FCC로의 공급 속도는 증가한다. 이 가동 조건하에서, FCC 재생기 연도가스는 더 많은 CO 및 TFN 종을 함유할 것이다. 그러나, 이 FCC 재생기 연도가스는 CO 연소 및 TFN 분해 둘 모두를 위해 주입된 고 운동량 고온 산소와 신속하게 혼합될 것이다. 주입된 고온 산소의 양은 재생기 연도가스 중 임의의 잔류 CO 및 TFN이 하류 CO 보일러에서 적절히 분해될 수 있도록 조정할 수 있다. 본질적으로 본 발명은 높은 농도의 CO 및 TFN을 함유하는 재생기 연도가스의 취급에서 CO 보일러에 의해 부과되는 한계를 제거한다. 따라서, 본 발명은 기존의 FCC 장치를 자본 투자가 거의 없이 더 높은 용량으로 가동하는 것을 허용한다.
CO 보일러에서의 연료 소비는 감소되고, 과량의 스팀 생성 빈도는 보다 덜 일어난다. 즉, FCC 장치 출구에서 정상적으로 1250℉ 내지 1350℉의 범위인 FCC 재생기 연도가스의 온도는 지속된 CO 연소에 대해 충분히 높지 않을 수 있다. 재생기 연도가스로 공급되는 고온 산소는 CO 연소에 필요한 산소를 제공하고 재생기 연도가스의 온도를 상승시키기 위한 추가 열을 공급한다. 이들 두 요인의 조합은 재생기 연도 중 CO가 CO2로 산화되고 열을 방출하는 것을 허용하며, 이는 CO 보일러로 도입되는 FCC 재생기 연도가스의 온도를 증가시킨다. 따라서, CO 보일러로의 보조 연료 유동을 감소시켜 표적 보일러 화염 온도를 유지할 수 있다. 보일러 연료 유동의 감소는 또한 보일러의 스팀 생성 속도를 감소시킨다. 배출되어야 하는 과량의 스팀이 있는 상태에서, 보일러 연료 유동 및 스팀 배출의 감소는 모두 정제 작업자에게 경제적 장점을 제공한다.
연도가스 부피가 감소하고, 연도가스 체류 시간이 증가한다. 상기 문단에 기재된 바와 같이 보조 보일러 연료 유동의 감소는 또한 CO 보일러의 연도가스 부피를 감소시킨다. 이 부피 감소는 더 높은 NOx 분해 효율을 달성하기 위한 임의의 하류 탈-NOx 처리를 위해 이용가능한 더 긴 가스 체류 시간으로 해석된다. 연도가스 부피의 감소는 또한 CO 보일러의 하류의 임의의 습윤 세척기에서의 가스 속도를 저하시켜 부식성 세척 유체의 이월에 의해 유도되는 심한 부식의 위험을 감소시킨다.
CO 보일러는 다른 점에서 스팀 발생을 위해 필요하지 않을 경우 제거할 수 있고, 관련 오염 제어 장비의 크기를 줄일 수 있다. 즉, 충분한 고온 산소가 FCC 재생기 연도가스로 공급되어 모든 함유된 CO를 연소시키고 존재하는 TFN을 질소가스로 환원시킬 경우, 이때 스팀이 다른 점에서 필요하지 않다면, 이를 하류 CO 보일러에 설치하는 것이 필요하지 않을 것이다. 이 경우, 고온 FCC 재생기 연도가스는 에너지 회수를 위해 하나 이상의 열 교환기와 같은 열 회수 장치를 직접 통과할 수 있을 것이다. CO 보일러를 위한 보조 보일러 연료 및 연료 공기도 또한 더 이상 필요하지 않기 때문에, 저온 탈-NOx 장치 및 하류 세척기로 도입되는 연도가스의 부피가 훨씬 더 적다. 이는 모든 하류 오염 제어 장치의 크기를 감소시킬 것이다.
고온 산화제의 공급 속도는 최대 TFN 분해에 대해 최적화될 수 있다. FCC 장치가 보다 연료-풍부 부분 연소 방식으로 가동될 경우, FCC 재생기 연도가스는 고정 질소 종을 함유한다. 고정 질소 종의 두 주요 성분은 NH3 및 HCN이다. 본 발명의 컴퓨터 시뮬레이션은 HCN의 분해가 화학량론 이하 또는 근화학량론 연소 조건하에 보다 높은 온도의 기체 환경에서 유리하다는 것을 발견하였다. 따라서 고온 산소의 공급 속도를 FCC 재생기 연도가스의 조성에 따른 최대 TFN 분해를 위해 조정할 수 있다. 예를 들어, 재생기 연도가스가 HCN을 주로 함유하고 NH3를 거의 함유하지 않을 경우, CO 연소를 위해 보다 많은 고온 산소를 주입하여 HCN의 N2로의 분해를 촉진하는 더 높은 가스 온도를 생성할 것이다.
고온 산소의 주입은 전력 회수 터빈의 출력 증대에서 상승작용적 효과를 가질 수 있다. 즉, 고 운동량 고온 산화제 스트림이 전력 회수 터빈 상류의 재생기 연도가스 스트림에 공급될 경우, 고온 산소에 의해 제공되는 열 및 CO 연소에 의해 방출되는 열은 재생기 연도가스 온도를 증가시킬 수 있다. CO 연소를 위한 고온 산소의 주입은 또한 총 재생기 연도가스 질량 유동을 증가시킨다. 증가된 질량 유동 및 가스 온도는 터빈으로 도입되는 가스 스트림의 운동량의 증가로 인해 전력 회수 터빈의 출력을 증가시킬 것이다.
또한, 재생기에서의 CO 연소 촉진제의 소비가 감소되거나 제거된다. 즉, 많은 FCC 재생기가 연소 후 CO를 제어하기 위해 백금 기재 CO 연소 촉진제를 사용하여 CO 연소를 가속화한다. 백금 기재 연소 촉진제의 사용은 재생기 연도가스 중 NOx 농도를 증가시킨다는 것이 보고되었다. 따라서, CO 감소량은 재생기 층(bed)에 사용되는 연소 촉진제의 양을 통해 허용되는 NOx의 최대량과 균형을 이루어야 한다. 연소 촉진제는 완전히 재생되지 않을 수 있으므로 고가의 연소 촉진제의 손실과 관련된 경제적 손실이 있다. 고 운동량 고온 산소 스트림이 본원에 기재된 바와 같이 재생기 연도가스 스트림에 공급될 경우, 사용되는 이들 연소 촉진제의 양은 감소될 수 있다. 이는 고온 산소가 하류 재생기 연도가스 중 CO를 분해시킬 수 있기 때문이다. 연소 촉진제의 감소된 소비는 회수할 수 없는 촉진제의 양을 감소시켜 FCC 장치의 가동 비용을 감소시킬 것이다.
본 발명은 하기 예측 컴퓨터 시뮬레이션 실시예에서 추가로 예시한다.
실시예
실시예 1
하기 실시예는 질량 및 에너지 균형의 컴퓨터 모델을 사용하여 본 발명의 열적 및 처리 양태를 상세히 예시한다. 4개의 모델링 사례가 정의되어 있고 계산 결과 및 CO 보일러의 가동 특성은 표 1에 요약되어 있다.
사례 A. 재생기 연도가스 중 1.51% CO가 있는 베이스라인 실제 CO 보일러 가동.
사례 B. 재생기 연도가스 중 CO 농도가 3.64%로 증가하고, 500 ppm의 NH3 및 500 ppm의 HCN이 연도가스 중에 있다고 가정함; 재생기 연도가스로 공급되는 고온 산소로 가동, 일부 CO는 고온 산소로 연소되었다.
사례 C. 사례 B와 동일하지만, 연도가스 중 보다 많은 CO 연소를 위해 보다 많은 산소가 재생기 연도가스에 주입되었다.
사례 D. 사례 B와 동일하지만, 공급되는 고온 산소량을 재생기 연도가스 중 모든 CO를 연소하기 위해 필요한 이론적 산소의 105%로 증가시켰다. 공기 버너를 CO 보일러로부터 제거하였고, 이는 열 회수 장치로서 사용되나 그 안에서 연소가 일어나지 않았다.
사례 A에서는, 1250℉에서 1.51%의 CO를 함유하는 465,000 lb/hr의 FCC 재생기 연도가스를 CO 보일러에 공급하였다. 재생기 연도가스에 의해 운반된 총 열 투입량은 28.7 MMBtu/hr이었다. 이 재생기 연도가스를 164.8 MMBtu/hr의 정제 가스 및 790 ft3/sec의 공기가 공급되는 CO 보일러에 공급하였다. 따라서, CO 보일러로의 총 열 투입량은 193.5 MMBtu/hr이었다. 계산된 보일러 화염 온도는 1771℉였고 스택으로의 과량의 산소는 3%였다. 보일러는 180,000 lb/hr의 스팀을 발생시켰고 CO 보일러에서 나가는 연도가스의 총 질량 유동은 687,136 lb/hr이었다.
사례 B에서는, FCC 재생기 연도가스 중 CO 함량을 3.64%로 증가시켜 상류 FCC 장치를 더 풍부한 부분 연소 조건으로 가동하였음을 나타내었다. 단순함을 위해, 도입되는 재생기 연도가스의 유속 및 온도는 변하지 않는 것으로 가정하였다. FCC 재생기 연도가스의 열적 투입량은 더 높은 투입 CO 농도로 인해 69.9 MMBtu/hr에서 더 높았다. 1.9 MMBtu/hr의 천연 가스와 31 톤/일의 산소를 반응시켜 얻어지고, 82%의 O2, 11.5%의 H2O, 5.5%의 CO2, 0.4%의 CO, 및 OH, O, 및 H와 같은 몇몇의 고반응성 라디칼을 함유하는 2446℉ 온도의 고 운동량 고온 산소 스트림을 재생기 연도가스관 내부로 도입되는 재생기 연도가스 스트림에 공급하였으며, 이는 재생기 연도가스 중 CO의 일부를 CO2로 전환하고 열 방출을 야기하였다. FCC 재생기 연도가스와 고온 산소 스트림의 최종 혼합물의 계산된 온도는 1475℉였고, 이는 또한 CO 보일러에 도입되는 혼합물 온도였다. CO 보일러는 CO 연소를 완결하고 동일한 1771℉ 베이스라인 화염 온도에 도달하기 위해 추가 55.5 MMBtu/hr의 연소된 정제 가스와 364 ft3/sec의 공기를 필요로 하였다. CO의 일부가 고온 산소 스트림과 함께 연소되기 때문에, 보일러 연도 중 과량의 산소가 1.5%로 감소하였다. FCC 재생기 연도, 천연 가스, 및 정제 가스에 의해 제공되는 열을 포함하는 총 보일러 열적 투입량은 127.4 MMBtu/hr이었다. 보일러는 118,521 lb/hr의 스팀을 발생시켰고 보일러에서 나가는 총 연도가스 질량 유동은 569,089 lb/hr였다. 본 발명을 사용하여 보일러 화염 온도를 1771℉에서 일정하게 유지하면서, 보일러 스팀 발생 및 보일러 연도가스 질량 유동을 모두 베이스라인 사례 A의 경우보다 각각 34.2% 및 17.2%만큼 감소시켰다는 것에 유의하여야 한다.
사례 C는 3.64%의 CO를 함유하는 동일한 FCC 재생기 연도가스를 사용하였다. 사례 C에서는, 3.7 MMBtu/hr의 천연 가스와 59 톤/일의 산소의 반응에 의해 얻어진 2446℉ 온도의 고 운동량 고온 산소 스트림을 더 높은 유속으로 공급하였다. 1771℉의 보일러 화염 온도 및 1.5%의 연도가스 중 과량의 O2를 유지하기 위해, 추가 46.9 MMBtu/hr의 정제 가스 및 306 ft3/sec의 공기가 필요하였다. CO 보일러의 총 연소 속도는 120.4 MMBtu/hr였고 스팀 생성은 112,037 lb/hr였다. 계산된 스팀 생성의 감소는 37.8%였고 연도가스 질량 유속의 19.2% 감소에 상응하였다.
사례 D에서는, CO 보일러 중 공기 연소 버너를 제거하여 장치를 추가 연소가 아닌 오직 열 회수를 위해서만 사용하였다. 9.2 MMBtu/hr의 천연 가스 및 116 톤/일의 산소의 반응에 의해 얻어진 2928℉의 온도에서의 고 운동량 고온 산소 스트림을 재생기 연도가스 중 모든 CO를 CO2로 연소시키기 위해 필요한 이론적 산소의 105%를 제공하기 위한 속도로 재생기 연도가스에 공급하였다. 고온 산소 스트림을 FCC 재생기 연도가스와 혼합하고 그에 함유된 CO와 반응시켜 0.1% 과량의 O2가 있는 1771℉의 최종 혼합물을 형성하였다. 총 보일러 열적 투입량은 79.1 MMBtu/hr였고 스팀 유동은 73,619 lb/hr였다. 계산된 스팀 생성의 감소는 59.1%였고 연도가스 질량 유속은 30.9%만큼 감소하였다.
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실시예 2
본 발명의 CO 및 NOx 감소 양태는 상세한 화학적 속도론의 컴퓨터 모델을 사용하여 평가 및 예시한다. 이 경우, FCC 재생기 연도의 조성은 500 ppmv의 NH3 및 500 ppmv의 HCN이 첨가되도록 조정하였고 임의의 형태로 도입되는 질소의 총량을 동일하게 유지하도록 N2로서의 질소의 농도를 0.1 부피%만큼 감소시켰다. 실시예 1에 정의한 동일한 세 사례 (사례 B, C, 및 D)를 모델 계산을 위해 사용하였고 계산 결과는 표 2에 요약하였다.
사례 B에서, 1250℉에서 3.64%의 CO를 함유하는 465,000 lb/hr의 FCC 재생기 연도가스를 CO 보일러로 이어지는 재생기 연도관에 도입하였다. 재생기 연도가스 중에 함유된 총 고정 질소 (TFN)는 221.3 lb/hr였고 이 중 110.65 lb/hr은 NH3로부터 발생하고 나머지 110.65 lb/hr은 HCN으로부터 발생한 것이었다. CO의 전체 도입 질량 유속은 16,109 lb/hr였다. 1.9 MMBtu/hr의 천연 가스와 31 톤/일의 산소를 반응시켜 얻은 2446℉의 온도에서 82%의 O2, 11.5%의 H2O, 55.5%의 CO2, 0.4%의 CO, 및 OH, O, 및 H와 같은 몇몇의 고반응성 라디칼을 함유하는 고 운동량 고온 산소 스트림을 랜스를 통해 재생기 연도가스관에 공급하였다. 상기 고온 산소 스트림과 재생기 연도관 내부에 도입되는 재생기 연도가스의 배합 시, 재생기 연도가스에 함유된 CO 및 NH3 및 HCN 중 일부가 일군의 기초 반응 메카니즘에 따라 고온 산소와 반응하였다. 재생기 연도가스의 고온 산소 스트림과의 혼입 및 혼합이 종결되기 위해 약 0.5초가 걸린다고 가정하였다. 생성된 혼합물이 CO 보일러 입구에 도달하기까지 추가 0.5초가 걸린다고 가정하였다. 이 시간 프레임 동안 NOx 및 CO를 포함하는 추가 화학적 반응이 일어났다. 재생기 연도가스관의 출구에서의 (즉 CO 보일러 도입되기 전) 총 고정 질소 유동은 85.5 lb/hr인 것으로 계산되었고 이 중 70.75 lb/hr는 미반응 HCN으로부터 발생하였다. 재생기 연도관의 출구에서 총 미연소 CO는 7,382 lb/hr였다. 따라서, 산소 주입은 FCC 재생기 연도의 총 고정 질소 및 CO 함량을 각각 64.4% 및 54.2%만큼 감소시켰다. 고온 산소 스트림에 의해 및 CO의 부분 연소로부터 제공된 열로 인해, 재생기 연도가스관의 출구에서 재생기 연도가스의 온도는 1250℉에서 1475℉로 증가하였다. FCC 재생기 연도가스 중 잔류하는 1.67%의 CO는 실시예 1, 사례 B에 기재된 바와 같이 CO 보일러에서 통상적인 공기 버너에 의해 연소되었다.
사례 C에서, 동일한 FCC 재생기 연도가스 특성을 가정하였고, 그에 따라 재생기 연도가스 중 총 고정 질소 및 CO 함량이 사례 B의 경우와 동일하였다. 3.7 MMBtu/hr의 천연 가스와 59 톤/일의 산소를 반응시켜 얻어진 2446℉ 온도의 고 운동량 고온 산소 스트림을 관 내의 재생기 연도가스에 공급하였다. 재생기 연도관의 출구에서 계산된 고정 질소 유동은 55.17 lb/hr였고 이는 고정 질소 질량 유동의 75.1% 감소를 나타내었다. 마찬가지로, 재생기 연도관의 출구에서의 CO 질량 유동은 4,708 lb/hr였고, 이는 CO 질량 유동의 70.8% 감소였다. 재생기 연도 중 CO 농도는 재생기 연도관의 출구에서 3.64 부피%에서 1.06 부피%로 감소하였다. 더 많은 CO가 관에서 연소되기 때문에 CO 보일러 입구에서의 FCC 재생기 연도가스의 온도는 1582℉로 증가하였다. 재생기 연도가스 중 잔류하는 1.06%의 CO를 보일러 스택으로 나가기 전 CO 보일러에서 통상적인 공기 버너에 의해 연소하였다.
사례 D도 또한 상기 두 사례에 기재된 것과 동일한 FCC 재생기 연도가스 특성을 기초로 하였다. 이 경우에는, 고 운동량 고온 산소 스트림이 FCC 재생기 연도가스 중 CO의 완전한 연소를 위해 요구되는 이론적 산소의 105%를 함유하도록 설정하였다. 이 스트림을 제공하기 위해 계산된 천연 가스 소비 속도는 9.2 MMBtu/hr였고 계산된 산소 공급 속도는 116 톤/일이었다. 고온 산소 스트림의 온도는 2928℉였다. CO 보일러 관의 출구에서의 총 고정 질소 유동은 25.19 lb/hr였고, 이는 고정 질소 질량 유동의 88.6% 감소를 나타내었다. 재생기 연도가스관의 출구에서의 계산된 CO 질량 유동은 148 lb/hr였고, 이는 CO 질량 유동의 99.1% 감소를 나타내었다. 재생기 연도가스 중 CO 농도는 재생기 연도의 온도가 1771℉에 도달하는 재생기 연도관의 출구에서 부피를 기준으로 3.64%에서 333 ppm으로 감소하였다.
상기 고온 배기가스는 열 회수 장치를 통과할 수 있다. 고온 연도가스가 열 회수 장치에서 점차 냉각될 때, 열적 평형이 CO2를 분해하여 CO를 형성하는 것 대신에 CO2의 형성을 선호하기 때문에 CO 농도가 추가로 감소할 수 있다. 따라서, CO 연소를 위해 설치된 하류 공기 연소 버너는 보통 완전히 제거되었다.
표 2에서 재생기 연도관의 출구에서의 고정 질소 유동의 성분을 비교해보면, 화학량론 이하 또는 근화학량론 조건하의 고온에서의 기체 환경이 HCN의 효과적인 분해를 위해 선호된다는 것이 또한 분명해진다. 예를 들어, 1475℉에서는 미반응 HCN으로부터의 N은 70.75 lb/hr였고(사례 B), 가스 온도가 1771℉로 보다 높을 경우에는 미반응 HCN으로부터의 N은 0.60 lb/hr로 감소하였다(사례 D). 상기 발견은 이 실시예에 예시된 바와 같이 본 발명이 FCC 재생기 연도 중 고정 질소 유동의 조성에 따라 고정 질소의 최대 분해를 제공하도록 조정할 수 있음을 제안한다. 예를 들어, 도입되는 FCC 재생기 연도가 높은 농도의 HCN을 함유하지만 NH3를 거의 함유하지 않는 것일 경우, 재생기 연도관 중 산소 주입량은 더 많은 CO가 연소되지만 여전히 화학량론 이하 조건하에 있도록 증가할 것이다. 더 높은 CO 연소는 가스 온도를 증가시켜야 하고, 이는 다시 재생기 연도가스관 중 HCN의 N2로의 분해를 촉진한다.
Figure pat00002

Claims (19)

  1. (A) NOx를 함유하지 않고 일산화탄소 및 NH3 및 HCN 중 하나 또는 둘 모두를 함유하는 재생기 연도가스 스트림을 촉매 재생기로부터 제공하는 단계;
    (B) 연료와 산소를 혼합하고 혼합물 중 산소의 일부를 상기 연료와 함께 연소시켜 온도가 2000℉(1093℃) 이상이고 산소 및 상기 연소의 생성물을 함유하는 고온 산화제 스트림을 형성하는 단계;
    (C) 고온 산화제 스트림을 재생기 연도가스 스트림에 공급하여 혼합물 중 일산화탄소를 이산화탄소로 전환하고 혼합물 중 NH3 및 HCN 중 하나 또는 둘 모두를 N2로 전환하기에 충분한 1250℉(677℃) 초과의 온도를 가지는 혼합물을 형성하는 단계
    를 포함하는 재생기 연도가스 스트림의 처리 방법.
  2. 제1항에 있어서, 단계 (C)에서 형성된 고온 산화제 스트림과 재생기 연도가스의 혼합물의 온도가 1400℉(760℃) 이상인 방법.
  3. 제1항에 있어서, 단계 (C)에서 형성된 고온 산화제 스트림과 재생기 연도가스의 혼합물의 온도가 1600℉(871℃) 이상인 방법.
  4. 제1항에 있어서, 단계 (A)에서 제공된 재생기 연도가스가 1 부피% 내지 8 부피%의 일산화탄소를 함유하는 방법.
  5. 제1항에 있어서, 단계 (B)에서 연료와 혼합된 산소의 20% 이하가 단계 (B)에서 연소되는 방법.
  6. 제1항에 있어서, 단계 (B)에서 형성된 고온 산화제 스트림이 단계 (C)에서 재생기 연도가스 스트림에 초당 500 내지 3000 피트(152 내지 914 미터)의 속도로 공급되는 방법.
  7. 제1항에 있어서, 단계 (C)에서 고온 산화제 스트림이 재생기 연도가스 스트림에 공급되기 전에 재생기 연도가스 스트림이 전력 회수 터빈을 통과하는 방법.
  8. 제1항에 있어서, 단계 (C)에서 생성된 생성물 스트림이 전력 회수 터빈을 통과하는 방법.
  9. (A) NOx를 함유하지 않고 일산화탄소 및 NH3 및 HCN 중 하나 또는 둘 모두를 함유하는 재생기 연도가스 스트림을 촉매 재생기로부터 제공하는 단계;
    (B) 연료와 산소를 혼합하고 혼합물 중 산소의 일부를 상기 연료와 함께 연소시켜 온도가 2000℉(1093℃) 이상이고 산소 및 상기 연소의 생성물을 함유하는 제1 고온 산화제 스트림을 형성하는 단계;
    (C) 제1 고온 산화제 스트림을 재생기 연도가스 스트림에 공급하여 혼합물 중 일산화탄소를 이산화탄소로 전환하고 혼합물 중 NOx를 N2로 전환하기에 충분한 1250℉(677℃) 초과의 온도를 가지는 제1 혼합물을 형성하여 일산화탄소, 이산화탄소, 및 N2를 포함하는 스트림을 생성하는 단계;
    (D) 연료와 산소를 혼합하고 혼합물 중 산소의 일부를 상기 연료와 함께 연소시켜 온도가 2000℉(1093℃) 이상이고 산소 및 상기 연소의 생성물을 함유하는 제2 고온 산화제 스트림을 형성하는 단계;
    (E) 제2 고온 산화제 스트림을 단계 (C)에서 생성된 스트림에 공급하여 제2 혼합물 중 일산화탄소를 이산화탄소로 전환하고 제2 혼합물 중 존재하는 NH3 및 HCN을 N2로 전환하기에 충분한 1250℉(677℃) 초과의 온도를 가지는 제2 혼합물을 형성하는 단계
    를 포함하는 재생기 연도가스 스트림의 처리 방법.
  10. 제9항에 있어서, 단계 (C)에서 형성된 제1 혼합물, 단계 (E)에서 형성된 제2 혼합물, 또는 상기 혼합물 둘 모두의 온도가 1400℉(760℃) 이상인 방법.
  11. 제9항에 있어서, 단계 (C)에서 형성된 제1 혼합물, 단계 (E)에서 형성된 제2 혼합물, 또는 상기 혼합물 둘 모두의 온도가 1600℉(871℃) 이상인 방법.
  12. 제9항에 있어서, 단계 (A)에서 제공된 재생기 연도가스가 1 부피% 내지 8 부피%의 일산화탄소를 함유하는 방법.
  13. 제9항에 있어서, 단계 (B)에서 연료와 혼합된 산소의 20% 이하가 단계 (B)에서 연소되는 방법.
  14. 제9항에 있어서, 단계 (D)에서 연료와 혼합된 산소의 20% 이하가 단계 (D)에서 연소되는 방법.
  15. 제9항에 있어서, 단계 (B)에서 형성된 고온 산화제 스트림이 단계 (C)에서 재생기 연도가스 스트림에 초당 500 내지 3000 피트(152 내지 914 미터)의 속도로 공급되는 방법.
  16. 제9항에 있어서, 단계 (D)에서 형성된 고온 산화제 스트림이 단계 (C)에서 생성된 스트림에 초당 500 내지 3000 피트(152 내지 914 미터)의 속도로 공급되는 방법.
  17. 제15항에 있어서, 단계 (D)에서 형성된 고온 산화제 스트림이 단계 (C)에서 생성된 스트림에 초당 500 내지 3000 피트(152 내지 914 미터)의 속도로 공급되는 방법.
  18. 제9항에 있어서, 단계 (C)에서 고온 산화제 스트림이 재생기 연도가스 스트림에 공급되기 전에 재생기 연도가스 스트림이 전력 회수 터빈을 통과하는 방법.
  19. 제9항에 있어서, 단계 (E)에서 제2 고온 산화제 스트림이 단계 (C)에서 생성된 스트림에 공급되기 전에 단계 (C)에서 생성된 스트림이 전력 회수 터빈을 통과하는 방법.
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