KR20150027084A - 고효율 발전 장치, 냉각/열 펌프 장치 그리고 이를 위한 방법 및 시스템 - Google Patents
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Abstract
기계적인 일을 생산하기 위한 열기관의 작동 매체의 열 또는 에너지를 재활용하기 위한 시스템이 기술된다. 시스템은 가열 물질을 증발시키기 위해 에너지 추출 장치(202)에서 방출된 작동 매체로부터 가열 물질로 열을 전달하기 위한 제1 열교환기(204)와; 증발된 가열 물질에 추가로 열을 전달하기 위한 제2 열교환기(240); 추가로 가열된 가열 물질을 압축하기 위해 배치된, 제2 열교환기(240)에 연결된 압축기(231); 그리고 압축된 가열 물질에서 작동 매체로 열을 전달하기 위한 제3 열교환기(211)를 구비한다. 열 펌프 또한 기술된다.
Description
본 발명은 터빈(turbine)과 같은 에너지 추출 장치로부터 발생되는 열 또는 에너지의 재활용을 위한 시스템 및 방법에 관한 것이다. 구체적으로, 본 발명은 기계적인 일 또는 다른 형태의 에너지를 생산하는 열기관 및 플랜트(plant)에 관한 것이다. 조금더 구체적으로, 본 발명은 일반적으로 열역학적 폐회로에서 작동하는 높은 온도 비해 상대적으로 낮은 다양한 에너지원으로부터 전기 에너지를 생산하는 발전 장치와 방법에 관한 것이다.
본 발명은 또한 열 펌프의 냉각 사이클(cycle)을 작동하기 위한 시스템 및 방법에 관한 것이다.
현재의 열에너지로부터 전기를 생산하는 발전 플랜트는 대부분 물을 작동 매체로 사용하는 폐회로 랭킨 사이클(Rankine cycle)에 기초한 열기관 및 시스템을 사용한다. 상기 플랜트에서는, 연료가 연소되거나 또는 핵 반응이 수행되어, 보일러에서 압축된 물을 가열하는 열 에너지를 생산하도록 제어되며, 또한 상 변화를 겪으며 고온 고압의 수증기를 생산한다. 증발된 고압 기체 작동 매체는 또한 더 높은 온도로 과열되어 터빈에 공급되고 터빈을 거치면서 팽창하게 되어 열 에너지가 방출되고 기계적 일을 생산한다. 터빈을 거치면서 이미 사용된 낮은 압력과 낮은 온도의 작동 매체는 응축기에서 응축되며 액상의 물로 상 변화를 겪게 된다. 이러한 응축 단계는 종래의 열기관 설비에서 필수적이며 액상의 물은 재활용을 위해 보일러로 되돌아가 다시 증발되어 사이클이 완료되도록 효율적으로 펌핑되고 가압될 수 있으며 열기관의 폐회로 열역학적 사이클(랭킨 사이클)을 반복할 수 있다.
종래의 발전 플랜트에서 응축단계에 대한 필요성은 작동 매체를 가열하고 증발시키는데 사용되는 연소 연료의 열 에너지에 대한 상당 부분의 손실을 야기하며, 응축기를 냉각하기 위해 사용되는 해수 또는 강물 또는 공기와 같은 냉각 물질이 소모된다. 더욱이, 종래의 발전 플랜트는 6.0MPa(메가파스칼) 이상의 매우 높은 압력과 750K(kelvin, 480℃)이상의 온도 하에서, 작동 매체를 증발시키기 위해 1273K(1000℃)가 넘는 매우 높은 연료 연소 온도를 사용한다. 상기 높은 온도와 압력에서 발전 플랜트를 작동하는 것은 상기 발전 플랜트가 더욱 튼튼하게 건설될 필요성이 있게 한다.
랭킨 사이클로 작동하는 발전 플랜트의 효율은 일반적으로 낮고, 특히 낮은 수준(온도)의 에너지를 활용하는 플랜트는 또한 상응하는 이론적 카르노(Carnot) 사이클보다 더 낮다. 비록 현재 운영중인 종래의 발전 플랜트가 끊임없이 발전되어 왔으며, 매우 안정적으로 지속적인 전력을 생산하고 있지만, 많은 관련된 부정적인 요소들과 환경적인 요구들이 KW 전력 당 초기 특정 투자 비용을 더 높게 만들고 있다.
발전 분야에서 '칼리나 사이클'(Kalina Cycle, 미국 특허 번호 4,489,563(1984.12.25)) 및 어떤 다른 특허 등의 종래 기술은 또한 다른 열기관에 대해 기술하며 모든 저온 및 고온 에너지원으로부터 발전 플랜트에 접근한다. 이러한 시스템은 일반적으로 암모니아-물 혼합물과 같은 작동 매체로서 다중 성분 유체를 사용한다. 비록 상기 작동 매체가 온도 및 압력에 대해서 매우 덜 가혹한 조건으로 작동할 수 있다 하더라도, 이는 이론적 카르노 사이클 또는 랭킨 사이클과 비교할 때 상대적으로 낮은 열효율로서 특징지어진다. 이는 주로 상기 전력 사이클의 작동에 필요한 열 에너지의 상당 부분이, 이미 사용된 작동 매체 증기를 냉각하고 응축하기 위해 사용된 냉각 물질로 불가피하게 손실되기 때문이다.
그러므로 본 발명자는 본 발명이 작동 매체와 같은 주로 물로 작동하는 랭킨 사이클로 작동하는 종래의 발전 플랜트보다 더 낮은 작동 매체 증발 온도(암모니아 같은)에서, 그러나 비슷하거나 또는 더 높은 증기 및 기체 압력 하에서 터빈으로 작동할 수 있는 열기관 시스템을 제공하는데 유리하다는 것을 인지하였다. 본 발명자는 냉각 물질과 함께 외부 환경으로의 이미 사용된 작동 매체의 응축 잠열의 방출을 위해 상기 열기관이 또한 최소 요구 사항으로 작동할 수 있는 것이 바람직하며 또는 바람직하게 상기 열기관이 종래의 발전 사이클의 응축 단계의 응축 잠열의 외부 환경으로의 방출할 필요 없이 작동할 수 있는 것을 추가로 인지하였다.
본 발명의 실시예는 전력 발생을 위한 어떤 유리한 이론과 기준의 일부를 갖출 수 있는 열기관을 제공하려고 하며, 반면 본 발명자의 궁극적인 목적과 목표는 열기관의 효율을 개선하고 발전 플랜트을 운영하는 사용되는 에너지로부터 더 많은 일과 힘을 생산하는 것이다.
본 발명의 실시예는 화석 연료의 연소로부터 얻어지는 673K(400℃)의 높은 온도부터 약 403K(130℃)의 지열 에너지 그리고 발전 플랜트의 폐 에너지(응축) 또는 해수 또는 강물과 같은 5℃ 이상의 낮은 수준의 온도까지의 다양한 열 에너지원을 활용할 수 있다. 따라서, 본 발명의 실시예는 유도된 열 에너지를 처리하고 전력을 생산할 수 있는 시설과 제안된 열기관의 열역학적 사이클의 경계 내에서 작동 유체의 응축 잠열을 부분적으로 또는 전체로 보존하고 재활용할 수 있는 시설을 구비할 수 있다. 그 다음으로 재활용된 열은 전력 터빈에 공급되는 작동 매체를 더욱 증발시키기 위해 유도된 에너지를 보충할 수 있으며 또한 전력을 생산하고 새로운 열기관의 효율을 개선할 수 있다.
본 발명자의 궁극적인 목적과 목표는 열기관의 효율을 개선하고 발전 플랜트을 운영하는 사용되는 에너지로부터 더 많은 일과 힘을 생산하는 것이다.
본 발명은 첨부된 청구 범위에서 정의되는데, 이를 참조하여 이하에서 자세히 설명될 것이다.
본 발명의 하나의 실시예에서는, 기계적인 일 또는 다른 형태의 에너지 생산을 위한 열기관의 작동 매체의 열 또는 에너지 재활용을 위한 시스템이 설명된다. 상기 시스템은 가열 물질을 증발시키기 위해 에너지 추출 장치(202)로부터 가열 물질로 방출된 작동 매체의 열을 전달하기 위한 열 교환 수단(204)과; 증발된 가열 물질로 추가로 열을 전달하기 위한 제2 열교환 수단(240); 제2 열 교환 수단(240)에 연결되며 추가로 가열된 가열 물질을 압축하도록 배치된 압축 수단(231); 그리고 압축된 가열 물질에서 작동 매체로 열을 전달하기 위한 제3 열 교환 수단(211)을 구비한다. 제2 열교환 수단은 제1 열 교환 수단에서 출력된 가열 물질에서 증발된 가열 물질에 추가로 열을 전달할 수 있다.
이는 시스템 외부로 방출하는 것보다, 모든 양의 응축 에너지를 활용하면서, 각각의 상기 단계 마지막에서 작동 매체 응축액을 위한 배출 시설 및 다수의 개별 압축 단계를 필요하지 않게 하는 데 장점을 가진다.
어떤 실시예에서는, 열교환기가 사용된다. 보통, 각각의 열교환기는 제1 입력, 제2 입력, 제1 출력 및 제2 출력을 구비한다. 본 발명의 실시예는 앞서 설명한 에너지 재활용 시스템을 구비한 기계적인 일을 생산하기 위한 열기관과 같은 실용성을 발견한다. 열기관은 단일 또는 다단 터빈과 같은 기계적인 일을 생산하기 위한 터빈을 구비할 수 있다. 에너지 추출 장치에서 출력된 작동 매체는 이미 사용된 작동 매체, 즉 오직 증기 또는 증기-액체 상태를 포함한, 작동 매체로서 나타낼 수 있다.
증발된 가열 물질의 추가 가열은 과열된 가열 물질로서 나타낼 수 있다. 어떤 실시예에서, 단일 열 교환 수단은 열 교환 수단을 갖는 것 대신 제2 열교환 수단을 구비할 수 있다.
본 발명의 또 다른 실시예에서, 고성능 열 펌프는 엔-옥탄(n-Octane)과 같은 가열 물질을 사용할 수 있는 것으로 공지되어 있다. 가열 물질은 냉각될 수 있다.
본 발명의 실시예로서의 열 펌프는 종래의 열 펌프에 비해 개선된 성능 계수(COP)를 가질 수 있다. 성능 계수는 단위 일 입력 당 열 저장소에 전해진 에너지의 량으로서 정의될 수 있다.
본 발명의 실시예는 성능계수, 예를 들어, 동일한 온도 조건에서 약 1.5의 성능계수를 가질 수 있는 종래의 열 펌프에 비해 약 8의 성능계수를 가질 수 있다.
본 발명의 실시예로서의 열기관은 45%까지의 효율을 갖는 종래의 기관에 비해 55%에서 57% 범위의 효율을 가질 수 있다.
본 발명의 실시예에서 사용된 작동 유체는 적합한 열역학적 특성을 갖는 물질, 암모니아(ammonia), 암모니아-물 혼합물 등과 같은 어떤 물질이 될 수 있다. 에너지 보존 및 재활용 물질(가열 물질)은 또한 엔-옥탄, 엔-헵탄(n-Heptane), 이소-옥탄(iso-Octane), 아밀라민(amylamine), 포름산부틸(butyl formate) 등과 같은 적합한 열역학적 특성을 갖는 어떤 물질일 수 있다.
순수한 암모니아와 암모니아-물 혼합물은 적합한 열역학적 특성을 가지며 본 발명의 실시예를 위한 작동 유체(하나의 예로서)로서 선정되며, 반면 엔-옥탄은 적합한 열역학적 특성을 가지며 본 발명의 실시예로서 에너지 보존 및 재활용 시스템을 위한 가열 물질 유체(또한 하나의 예시로서)로서 선정된다.
어떤 실시예에서, 에너지 보존 및 재활용을 위해 두 가지 유체와 두 가지 작동 회로가 사용될 수 있다.
또한, 어떤 실시예는 심지어 7℃ 이하와 같은 매우 낮은 온도에서 이미 사용된 작동 매체의 에너지를 흡수함으로써, 그리고 바람직하게는 작동 매체를 증발시키고 전력을 발생하기 위해, 바람직하게는 반복적으로, 매우 높은 수준의 고온 저장소가 사용된 곳으로 흡수된 폐 에너지의 온도를 상승시킴으로써, 이미 사용된 작동 유체의 모든 에너지를 재활용한다.
어떤 실시예는 열 교환기(256)를 구비하며 매우 낮은 온도 수준의 저장소원으로부터 시스템으로 에너지를 흡수하고, 그 온도를 높은 온도 저장소로 상승시켜 이로부터 전력을 생산한다.
어떤 실시예는 가열 물질의 단위 중량당 일 또는 전력 요구량을 최소화하기 위해, 압축기로 공급되기 이전에 가열 물질을 과열시킨다.
본 발명의 실시예는 폐열을 발생하는 어떤 시스템에 적용가능하며, 폐열을 재활용하고 보존할 것이다.
어떤 실시예는 이미 사용된 작동 매체와 같은 상대적으로 낮은 온도, 매우 낮은 온도(심지어 7℃이하)의 매체로 작동한다. 본 발명의 실시예는, 일과 바람직하게는 전력을 생산하는 회로; 그리고 에너지 재활용 및 보존 회로를 구성할 수 있는, 두 개의 통합된 회로를 포함할 수 있다.
그러므로 본 발명의 실시예는 열역학적 사이클 내에서 폐 에너지를 재활용하고 이를 통해 이를 보존할 수 있다.
본 발명의 주요 특징 특성 및 실시예는, 일 생산 장치로부터 폐 작동 매체의 응축 잠열을 흡수하여 그 온도를 증가시키고 흡수된 열을 다시 열기관으로 재활용시키는 열 보존 및 재활용 시스템을 구성하는 것이다. 이는 방출된 폐 작동 매체의 응축 잠열을 흡수하는 열교환기 내의 가열 물질을 증발시킴으로써 달성된다. 증발된 가열 물질은 과열되고 바람직하게 압축기로 공급되고, 압축되어 가열 물질 증기의 온도에 상응하도록 증가시킨다. 고온 가열 물질은 압축된 액상 작동 매체를 가열하고 증발시키는 열교환기로 공급된다. 폐 작동 매체의 재활용된 열은 작동 매체를 더욱 증발시키고 기계적인 일을 추가로 생산하며 시스템의 효율을 개선하기 위해 새로운 유도된 열에 추가된다. 재활용된 열을 작동 매체로 방출한 이후, 가열 물질은 응축되고 냉각되며 감압되어 다시 열교환기로 공급되고 폐 작동 매체의 잠열을 흡수하기 위해 다시 열 재활용 회로를 반복한다. 따라서, 열 보존 및 재활용 시스템은 폐회로(제1 회로)에서 작동하며 열 재활용 과정이 연속적으로 반복된다.
새로운 에너지원과 재활용된 에너지원 모두로부터 증발된 작동 매체는 바람직하게 추가로 과열되고 기계적인 일 생산 장치로 공급되고 팽창되어 기계적인 일을 생산하며, 장치의 배출구에서 폐 작동 매체가 된다. 폐 작동 매체는 이로 인해 액상 가열 물질을 증발시킴으로써 열교환기에서 응축되고, 자동 매체 응축액은 열교환기로 다시 공급되기 위해 펌프에 의해 압축되고 재활용과 새로운 가열 에너지에 의해 가열되고 증발되며 사이클을 반복한다. 그러므로 기계적인 일 생산 시스템은 또한 폐회로(제2 회로)에서 작동한다.
제안된 새로운 기계적인 일(및 전력) 생산 열기관은 그러므로 다음과 같은, 외부에서 에너지를 받을 수 있고 열역학적 닫힌 사이클을 형성하고, 전력을 생산하는 방식으로 서로 소통하는 적어도 두(2) 개의 작동하는 폐회로를 위한 작동 시설을 구비한다:
- 기계적인 일 및 에너지(전력) 생산 회로,
- 에너지 보존 및 재활용 회로,
더욱이, 이러한 두 개의 회로 각각은, 차례로, 상기 주회로의 궁극적인 기능과 역할을 수행하기 위해 서로 내부적으로 소통하는, 하나 이상의 완전 작동 폐 하위-회로를 구비할 수 있다. 각 회로 또는 하위-회로는 전력 생산 또는 에너지 보존 및 재활용의 목적을 수행 및 성취하기 위한 작동 유체(매체)로서 단일 성분 또는 다중 성분 물질을 활용할 수 있다.
단일 성분 작동 매체를 가진 본 발명의 실시예는 도 3에 도시된 실시예에 따라 설명되며, 다중 성분 작동 매체를 가진 본 발명의 실시예는 도 4에 도시된다. 두 가지 버젼(변형)의 실시예는 구조 및 관련된 운영 시설의 대부분의 면에서 유사하며, 그러나 또한 적용성에 있어서는 언급되고 설명된 작은 차이가 있다. 이러한 작은 차이는 단일 성분이나 다중 성분 작동 매체를 위한 "아탈라 하렌 사이클", "아탈라 활용 및 폐 재활용 및 물 에너지 사이클"로 명명된 각각의 작동 매체 타입에 대한 발명 사이클을 위한 별도의 명칭을 보장할 수 없다.
네트(net) 전력을 생산하기 위한 소통하는 두 개의 회로의 실시예의 특징과 특성은 에너지 보존 및 재활용 가열 물질과 상응하는 적합한 기술 시설과 두 회로 모두의 작동 상태와 전력 생산 작동 매체를 위한 적합한 물질의 신중한 선정을 통해 구성될 수 있다. 그러나, 에너지 보존 및 재활용 회로를 위한 가열 물질의 적합한 열역학적 특성은 다른 기능을 수행하는 것을 요구하고 본 명세서의 일부에서 설명된 것과 같이, 기계적인 일과 전력 생산을 위한 작동 매체에 대한 적합한 특성과 대비를 이룰 수 있다.
각 회로는 작동 매체 유동체와 에너지 보존 및 재활용 가열 물질 사이에서의 주로 열 에너지 교환을 위한 다른 회로와의 공동 시설과 회로의 다른 필요한 특정 기능을 수행하기 위한 어떤 특정한 전용 부속 시설을 가지며, 그리고 구체적인 내용 부분에서 설명된다.
이러한 요약에서, 이 단계에서, 개별 작동 회로로 시스템의 특정한 특성의 부속물에 압력을 가하지 않고, 단일 성분 작동 매체를 가진 도 3에 도시된 본 발명의 실시예가 설명된다.
본 발명의 실시예에서 따라, 기계적인 일 또는 다른 형태의 에너지를 생산하기 위한 열기관과, 하나의 단계 또는 연속적인 냉각 및 액체로 응축하는 단계를 위한 수단을 구성하는 것과, 기계적인 일의 생산을 야기하는 것처럼 기관에 의해 생산된 이미 사용된(폐) 작동 매체(WM)의 증기가 제공된다. 또한 이미 사용된 작동 매체는 에너지 보존 및 재활용 시스템 압축기(가열 물질)의 터빈과 과열 터빈 그리고, 사용될 경우 고압 액체 암모니아 펌프 터빈으로부터 생산된다. 이미 사용된 암모니아의 모든 이러한 스트림(stream)의 작동 조건은 제어되며, 후속 과정을 위한 특정 압력에서 서로 섞일 수 있다. 이미 사용된 암모니아 스트림의 응축은, 작동하는 열역학적 사이클의 외부 환경으로의 잠열 에너지의 최소한의 방출 또는 바람직하게는 어떠한 방출도 포함되지 않는 방식으로 처리된다. 이는 응축기의 열교환 표면의 다른 쪽에서 증발시키고 작동 매체의 응축 잠열을 흡수하기 위해 액상 가열 물질 엔-옥탄(n-Octane)을 사용하고 강요함으로써 달성된다.
응축된 작동 매체는 전력 발생 터빈 P1의 유입구에서 고온 고압의 작동 매체의 필요한 압력으로 펌핑에 의해 압축되고 배출되는 곳으로부터, 저장 탱크로 공급된다. 압축된 액상 작동 매체는 에너지 보존 및 재활용 회로(열 펌프)의 가열 물질인 엔-옥탄의 대향 흐름 방향 증기의 응축 잠열의 영향으로 인한 상당히 높은 온도에서 일련의 열 교환기로 점진적으로 가열되고 부분적으로 또는 전체적으로 증발된다.
작동 매체의 증기-액체 혼합물은, 만일 열교환기에서 전체적으로 증발되지 않으면, 이로 인해 액체로부터 고압 고온의 증기를 분리하기 위해 플래시(flash) 분리 탱크 또는 칼럼(column)으로 공급된다. 작동 매체의 필요한 양의 증발은 내부 또는 외부 에너지원을 가진, 펌프 및 재가열기(reboiler)의 순환 회로에 의해 플래시 분리 칼럼에서 완료된다. 새로운 분리 탱크에서의 고압 단일 성분 작동 매체의 증발 온도는 일정하며 단지 작동 매체(암모니아)의 미리 결정된 증발 압력에 의존한다. 그러나, 암모니아-물 혼합물과 같은 다중 성분 작동 매체의 최고 증발 온도는 분리 칼럼(탱크)의 바닥에서의 린 용제(lean solvent) 농도와 분리 탱크에서 선정된 압력에 의존한다.
분리된 더 높은 온도와 압력의 작동 매체 암모니아 증기는 또한 열교환기(과열기)에서 새로운 열역학적 "아탈라 하렌 사이클"의 전체 효율을 개선하기 위해 과열될 수 있다. 과열된 고온 고압 작동 매체는 두 개 이상의 스트림(stream)으로 분리된다. 하나의 주 스트림은 전력 터빈으로 기계적인 일 또는 다른 형태의 에너지를 추출하기 위해 공급되며 그 결과로 인해, 저압 저온의 이미 사용된 작동 매체가 생산되고 사이클이 반복된다. 유사하게, 다른 주 스트림은 필요한 기계적 힘을 제공하는 원천으로서, 에너지 보존 및 재활용 회로를 작동하기 위해 에너지 보존 및 재활용 시스템 압축기(열 펌프)의 터빈으로 공급된다. 다른 흐름은 또한 과열 부스팅(boosting) 압축기를 위한 하나의 흐름과; 작동 매체 액상 고압 펌프, 또는 다른 펌프와 부스터(booster) 압축기 등을 작동하기 위한 또 다른 흐름으로 이용될 수 있다.
그러나, 만일 고압 고온의 작동 매체가 열교환기에서 플래시 분리 탱크의 상류로 전체적으로 증발되면, 이때는 플래시 분리 칼럼(탱크)으로 우회(by-pass)할 수 있으며 과열기로 직접 공급되고 앞서 설명한 것과 같은 다른 터빈과 펌프로 분리할 수 있다.
포화된 폐 작동 매체 증기의 응축은 적합한 가열 물질(이 경우 엔-옥탄)을 가진 에너지 보존 및 재활용 시스템 회로(열 펌프)를 사용함으로써 폐 작동 매체의 지정된 열교환기(응축기)에서 이루어진다. 에너지 보존 및 재활용 시스템은 냉기 저장소의 선정된 낮은 압력과 온도하에서, 이미 사용된 작동 매체의 응축기에서의 가열 물질 엔-옥탄을 냉각하고 액체의 증발을 허용하도록 배치된다. 가열 물질은 증발되고 열교환기 표면의 고온 측면에서 작동 매체 증기를 응축하는 것으로부터 응축 잠열을 흡수한다. 증발된 가열 물질 엔-옥탄은 과열기에서 상당히 높은 온도로 과열되고, 시스템 압축기에서 필요한 압력으로 압축될 때는 바람직하게 압축기 내부에서 응축되지 않을 것이다. 상기 과열기에서의 저압 가열 물질의 과열은 압축된 동일한 가열 물질 엔-옥탄의 높은 온도의 액체 흐름과 여러 증기를 활용함으로써 이루어지며, 액체 가열 물질의 결합된 스트림은 과열기의 배출구에서 가능한 낮은 온도로 냉각된다. 이때 과열된 저압 가열 물질은 에너지 보존 및 재활용 시스템 압축기에 의해, 상당히 높은 미리 선정된 압력으로, 하나의 단계 또는 여러 단계에서 압축되며, 또한 압축된 가열 물질 엔-옥탄의 응축 포화 온도를 고온 저장소의 안정된 수준으로 올린다. 에너지 보존 및 재활용 물질의 높은 응축 포화 온도는 플래시(flash) 분리 탱크로 공급하기 이전에 가열되고 압축된 액상 작동 매체를 가능한 많이 가열하고 증발시키기 위해 또 다른 열 교환기 또는 증발기에서 사용되기 적합하다. 만일 작동 매체가 상기 열 교환기(증발기)에서 완전히 증발되면, 이는 플래시 분리 탱크의 하류로 직접 과열기에 공급될 수 있다. 작동 매체 증기에서의 응축된 가열 물질은 고온 응축액이며 이때, 작동 매체 암모니아 저장 탱크의 하류로, 펌프로부터 압축된 냉각 액상 작동 매체 암모니아와 대향 흐름의 온도를 높임으로써 가능한 낮은 온도로 냉각된다. 냉각된 가열 물질은 저압 증기 엔-옥탄의 과열기와 액상 작동 매체 암모니아 가열기 둘 모두의 흐름은 가열 물질 엔-옥탄 저장 탱크로 공급된다. 냉각 가열 물질은 저장 탱크에서 철수되고, 다시 증발되기 위해 폐 작동 매체 응축기로 감압되어 공급되며 에너지 보존 및 재활용 시스템 회로를 반복한다. 감압 및 증발 단계 이전에 저장 탱크로 냉각된 되돌아간 가열 물질의 낮은 온도는, 시스템 효율과 에너지 보존 및 재활용 시스템 압축기(열 펌프)의 성능 계수(COP) 모두를 향상시킨다.
고압 고온의 과열된 작동 매체의 흐름이 터빈을 구동하는데 사용되고 결국 에너지 보존 및 재활용 시스템 압축기를 작동하는 것이 바람직하다. 그러나, 과열된 작동 매체 암모니아의 전체 양이 전력 터빈으로 전기를 생산하도록 공급되고 이때 에너지 보존 및 재활용 시스템(압축기)를 작동하기 위해 전기 모터를 사용하는 것 또한 가능하다. 상기 처리 방식은 결과적으로 전기 모터의 효율 및 다른 관련된 가열 손실의 형태로 추가적인 손실을 야기할 것이다.
에너지 보존 및 재활용 시스템 압축기 구동 터빈으로부터의 이미 사용된 작동 매체의 상태는 전력 터빈으로부터의 이미 사용된 작동 매체 암모니아의 상태와 유사하게 제어되며 상기 두 가지 이미 사용된 물질은 공동 응축기에서 응축을 위해 혼합된다.
다중 성분 작동 매체를 사용할 때, 고온 고압 린 용제(lean solvent)는 플래시 분리 탱크의 바닥에서 배출되고 상기 열교환기를 통해 대향 흐름 방향으로 저온 리치 용제(rich solvent)의 일부분에 의해 열교환기에서 냉각된다. 냉각된 린 용제(lean solvent)는 이때 낮은 압력의 이미 사용된 작동 매체 증기로 감압되고 혼합되며, 이때 단일 성분 작동 매체를 가진 경우와 같이, 응축기에서 가열 물질을 증발하는 효과에 의해 완전히 응축된다.
새로운 전력 사이클의 두 개의 회로에 대한 설계, 구조 및 상호 작용은 신중하게 준비되고 작동되며, 두 개의 회로는 내적으로뿐만 아니라 서로 적절하고 효과적으로 소통할 수 있으며 필요한 기능을 수행할 수 있다. 예를 들어, 만일 이미 사용된 작동 매체 암모니아의 증기 상태의 응축이 작동 사이클의 낮은 온도에서 필요하다면, 열 전달 표면(저온측)의 맞은편의 낮은 온도에서 증발을 위해 준비된 상태에서 액상 가열 물질 엔-옥탄이 제공된다. 열교환기에서 증발되는 중, 응축하는 작동 매체의 방출된 잠열을 흡수한다. "아탈라 하렌 사이클"의 고온 말단(측)에서 응축된 액체와 저온 작동 매체 암모니아는 펌프에 의해 압축되어, 가열되도록 준비되고 증발을 필요로 한다. 이때 적절한 높은 온도 증발되고 압축된 에너지 보존 가열 물질 엔-옥탄이 제공되고, 조금 낮은 온도로 열교환기 표면의 맞은편에서 압축되고 가열된 작동 매체를 증발시키기 위해 응축 잠열을 방출하고 응축될 준비가 된다. 작동 매체 암모니아의 유속은, 예를 들어 1kg/s와 같이, 열기관의 특정한 전력 생산 능력을 위해 설정되며, 가열 물질 엔-옥탄의 유속은 열교환기의 반대쪽에서 1kg/s의 작동 매체 흐름으로 인해 필요한 열 에너지의 공급 또는 배출을 하도록 하고, 또한 최소한 또는 바람직하게는, 작동 사이클의 외부로 에너지를 방출하기 위한 외부 냉각 물질(해수 또는 강물)이 필요하지 않도록 하게 하는 방식으로 공동 설비의 한 부분으로 제어된다.
열교환기 다른 쪽 표면의 매우 낮은 온도에서 액체 에너지 보존 물질(가열 물질)을 증발시키는 효과에 의한 낮은 온도에서 이미 사용된 작동 매체 증기의 액체로의 응축을 통한 에너지 보존 및 재활용 수단을 구비하는 열기관을 구비함으로써, 그리고 고압 작동 매체의 고온 증발기로부터의 고온 및 응축된 가열 물질을 위한 냉각 수단과 같이 다른 열교환기에서 응축된 저온 작동 매체의 사용, 작동 매체 응축의 낮은 수준의 차가운 온도 저장소의 증발된 가열 물질의 온도를 고온 저장소의 더 높은 가능한 증발 수준으로 상승시키는 수단, 그리고 재활용된 에너지원과 새로운 에너지원으로 부분적으로 또는 전체적으로 증발시킨 작동 매체, 상기 계획은 최소화될 수 있고 및/또는 바람직하게 외부 냉각 물질에 의해 이미 사용된 작동 매체를 응축(응축기)시킬 필요성을 피할 수 있으며, 사용가능하면, 종래 기술에 따라 작동하는 시스템에 대한 요구로 인해 외부 냉각 물질에서 중요한 에너지 손실을 야기할 수 있다.
이로 인해 새로운 열기관의 종합 효율은 열기관에 기초한 종래의 랭킨 사이클 또는 칼리나 사이클에 비해 개선된다. 이는 대량의 외부 냉각 물질을 가진 응축기의 사용으로 인해 상당량의 유도 에너지가 손실(외부 사이클로의 방출)되지 않기 때문이다.
전력 생산의 결과로서 기관에 의해 생산된 이미 사용된 작동 매체 암모니아는, 보통 기체의 이미 사용된(폐) 작동 매체이다. 그러나, 폐(이미 사용된) 작동 매체 암모니아는 부분적으로 액체로 응축될 수 있으며 주로 기체로서 존재한다.
본 발명의 실시예는 낮은 온도 모드(mode)에서 그리고 종래의 랭킨 사이클로 작동하는 전력 플랜트에서 보다 덜 가혹한 환경에서 작동할 수 있다. 더욱이, 종래의 전력 플랜트는 본 발명의 실시예에 따른 열기관을 구비하도록 손쉽게 수정될 수 있다.
새로운 열기관의 종합 효율은 열기관에 기초한 종래의 랭킨 사이클 또는 칼리나 사이클에 비해 개선된다. 이는 대량의 외부 냉각 물질을 가진 응축기의 사용으로 인해 상당량의 유도 에너지가 손실(외부 사이클로의 방출)되지 않기 때문이다.
본 발명의 실시예는 다음에서, 단지 예시로써, 첨부된 도면을 참고하여 설명될 것이다.
도 1에는 종래의 '랭킨(Rankine)' 전력 플랜트에 사용된 열역학적 사이클의 계통도가 도시되어 있다;
도 2에는 종래의 '칼리나(Kalina)' 전력 플랜트에 사용된 열역학적 사이클의 계통도가 도시되어 있다;
도 3에는 단일 성분 작동 매체를 구비한 새로운 열기관과 열역학적 사이클의 계통도가 도시되어 있다 - "아탈라 하렌 사이클(Atalla Harwen Cycle)";
도 4에는 단일 성분 작동 매체를 구비한 새로운 열기관과 열역학적 사이클의 계통도가 도시되어 있다 - "아탈라 하렌 사이클";
도 5에는 두 개의 성분 작동 매체를 구비한 새로운 열기관과 열역학적 사이클의 계통도가 도시되어 있다 - "아탈라 하렌 엠 사이클(Atalla Harwen M Cycle)";
도 6에는 단일 성분 작동 매체 시스템을 구비하고 에너지 보존 시스템의 두 개의 하위-회로를 구비한 새로운 열기관 "아탈라 하렌 사이클"에 대한 계통도가 도시되어 있다;
도 7에는 열역학적 사이클과 두 가지 또는 단일 성분의 작동 매체 시스템 - "아탈라 하렌 사이클" 플랜트와 개별 탱크 재가열기를 위한 에너지를 제공하기 위한 가열 물질 회로를 구비한 시스템을 가진 새로운 열기관의 계통도가 도시되어 있다.
도 8에는 열역학적 사이클과 두 개 또는 단일 성분의 작동 매체 시스템 - "아탈라 하렌 사이클" 플랜트와 개별 탱크 과열기 압축기 시스템을 구비한 시스템을 가진 새로운 열기관의 계통도가 도시되어 있다.
도 9에는 두 가지 성분의 작동 매체를 가지며 작동 매체를 펌핑을 위한 이중 액체 펌프를 구비한 새로운 열기관 "아탈라 하렌 사이클"의 계통도가 도시되어 있다.
도 10에는 단일 성분의 작동 매체 시스템(암모니아)을 가지며 저장 탱크(206)로부터 암모니아를 배출하기 위한 부스터(booster) 압축기를 구비한 새로운 열기관 "아탈라 하렌 사이클"의 계통도가 도시되어 있다.
도 11에는 단일 성분 작동 매체 시스템(암모니아)를 가지고, 직접 가열 과열기를 구비한 새로운 열기관 "아탈라 하렌 사이클"의 계통도가 도시되어 있다.
도 12에는 단일 성분 작동 매체 시스템(암모니아)을 가지고, 직접 가열 가열기(보일러)와 증기 발생 과열기 및/또는 시스템으로의 외부 에너지원을 구비한 새로운 열기관 "아탈라 하렌 사이클"의 계통도가 도시되어 있다.
도 13에는 열역학적 사이클과 단일 성분 작동 매체 시스템 - "아탈라 하렌 사이클" 플랜트와 저온 저장소 에너지원과 증발기 및/또는 응축기를 구비한 시스템을 가진 새로운 열기관의 계통도가 도시되어 있다.
도 14에는 단계의 마지막에서 녹-아웃 탱크(knock-out tank)로 응축액 배출을 나타내는 가열 물질(엔-옥탄)의 다단계(4 단계) 압축이 도시되어 있다.
도 15에는 암모니아의 온도-엔트로피(T-s) 선도와 물질의 물리적 상 상태 의 구역이 도시되어 있다.
도 16에는 고압의 암모니아의 과열과 등엔트로피 팽창을 포함하는 전력 발생 회로의 단계를 나타내는 암모니아의 온도-엔트로피(T-s) 선도가 도시되어 있다;
도 17에는 포화점 C에서의 고압 암모니아 팽창하는 전력 발생 회로의 단계를 나타내는 암모니아의 온도-엔트로피(T-s) 선도가 도시되어 있다;
도 18에는 포화점 C에서의 고압 암모니아 팽창하는 전력 발생 회로의 단계를 나타내는 암모니아의 온도-엔트로피(T-s) 선도가 도시되어 있다;
- 도 18의 점 G는 등엔트로피 효율 100% 이하의 팽창에 대한 이론적 온도를 나타낸다.
- 도 18의 점 G1은 등엔트로피 효율 100%의 이론적 온도를 나타낸다.
도 19에는 두 단계의 암모니아 팽창 및 중간 과열과 고압의 증발된 암모니아의 과열을 포함하는 전력 발생 회로의 단계를 나타내는 암모니아의 온도-엔트로피(T-s) 선도가 도시되어 있다;
도 20에는 엔-옥탄의 온도-엔트로피(T-s) 선도와 물질의 물리적 위상 상태 범위가 도시되어 있다;
도 21에는 엔-옥탄의 단일 단계 압축과 에너지 보존 회로의 단계를 나타내는 엔-옥탄의 온도-엔트로피(T-s) 선도가 도시되어 있다;
- 경로를 따른 점 B에서 점 C1으로 포화된 증기의 등엔트로피 압축
- 압축기에서의 엔-옥탄의 현저한 응축
도 22에는 포인트 C의 압력에서 포인트 B의 압력으로의 엔-옥탄 팽창의 단일 단계와 에너지 보존 회로의 단계를 나타내는 엔-옥탄의 온도-엔트로피(T-s) 선도가 도시되어 있다;
- 경로를 따른 점 C에서 점 B1으로 포화된 증기의 등엔트로피 팽창
- 점 B(온도 약 274K)에서의 포화 온도와 비교해서 점 B1(온도 약 355K)에서의 엔-옥탄 증기의 상당한 과열.
도 23에는 포인트 B에서의 포화 상태에서의 엔-옥탄의 단일 단계 압축과 에너지 보존 회로의 단계와, 상응하는 범위에 의한 에너지 구성성분의 보존을 나타내는 엔-옥탄의 온도-엔트로피(T-s) 선도가 도시되어 있다;
도 24에는 포인트 B에서 포화상태에서의 엔-옥탄의 다단계(4단계) 압축과 에너지 보존 회로의 단계와 각 단계의 마지막에서 응축액의 배출을 나타내는 엔-옥탄의 온도-엔트로피(T-s) 선도가 도시되어 있다;
- 에너지 구성 성분은 해당 구역으로 표시된다.
도 25에는 포인트 B에서 포화상태에서의 엔-옥탄의 압축의 무한한 단계와 에너지 보존 회로의 단계와 각 단계의 마지막에서 응축액의 배출을 나타내는 엔-옥탄의 온도-엔트로피(T-s) 선도가 도시되어 있다;
- 에너지 구성 성분은 해당 구역으로 표시된다.
도 26에는 압축기로의 공급 이전에 엔-옥탄의 과열과 함께 에너지 보존 회로의 단계를 나타내는 엔-옥탄의 온도-엔트로피(T-s) 선도가 도시되어 있다;
- 점 B에서 점 B1으로 엔-옥탄 증기의 과열
- 점 B1에서 점 C으로 과열된 엔-옥탄 증기의 등엔트로피 압축
- 압축기 내의 엔-옥탄 응축의 최소화 또는 비 응축
도 27에는 압축기로의 공급 이전에 엔-옥탄의 과열과 함께 에너지 보존 회로의 단계를 나타내는 엔-옥탄의 온도-엔트로피(T-s) 선도가 도시되어 있다;
- 에너지 구성 성분은 해당 구역으로 표시된다.
도 28에는 압축기로의 공급 이전에 엔-옥탄의 부분적인 과열과 함께 에너지 보존 회로의 단계를 나타내는 엔-옥탄의 온도-엔트로피(T-s) 선도가 도시되어 있다;
- 점 B에서 점 B1으로 엔-옥탄 증기의 과열
- 점 B1에서 점 C1(C)으로 과열된 엔-옥탄 증기의 등엔트로피 압축
- 압축기 내의 엔-옥탄의 응축 감소
도 29에는 압축기로의 공급 이전에 엔-옥탄의 과열과 함께 에너지 보존 회로의 단계를 나타내는 엔-옥탄의 온도-엔트로피(T-s) 선도가 도시되어 있다;
- 점 B에서 점 B1 및 B3로 엔-옥탄 증기의 과열
- 점 B3에서 점 C2로의 과열된 엔-옥탄 증기의 등엔트로피 압축
- 점 C에서 포화 상태의 냉각
- 압축기 내의 엔-옥탄의 비 응축
도 30에는 압축기로의 공급 이전에 엔-옥탄의 과열과 함께 에너지 보존 회로의 단계를 나타내는 엔-옥탄의 온도-엔트로피(T-s) 선도가 도시되어 있다;및
- 점 B 또는 점 B2에서 점 B1으로, 상당한 차이로 과열된 엔-옥탄 증기의 불완전한 등엔트로피 압축,
- 점 B에서 점 C로 일정 압력(Cp)하에서 엔-옥탄의 비열과 비교하여, 엔-옥탄의 매우 감소된 비열(Csp)하에서, 오직 점 B1에서 점 C로 필요한 압축기 일,
도 31에는 통합된 "아탈라 하렌 사이클"을 형성하기 위해 엔-옥탄(가열 물질로서) 및 암모니아(작동 매체로서)의 겹쳐진 온도-엔트로피(T-s) 선도가 도시되어 있다.
도 1에는 종래의 '랭킨(Rankine)' 전력 플랜트에 사용된 열역학적 사이클의 계통도가 도시되어 있다;
도 2에는 종래의 '칼리나(Kalina)' 전력 플랜트에 사용된 열역학적 사이클의 계통도가 도시되어 있다;
도 3에는 단일 성분 작동 매체를 구비한 새로운 열기관과 열역학적 사이클의 계통도가 도시되어 있다 - "아탈라 하렌 사이클(Atalla Harwen Cycle)";
도 4에는 단일 성분 작동 매체를 구비한 새로운 열기관과 열역학적 사이클의 계통도가 도시되어 있다 - "아탈라 하렌 사이클";
도 5에는 두 개의 성분 작동 매체를 구비한 새로운 열기관과 열역학적 사이클의 계통도가 도시되어 있다 - "아탈라 하렌 엠 사이클(Atalla Harwen M Cycle)";
도 6에는 단일 성분 작동 매체 시스템을 구비하고 에너지 보존 시스템의 두 개의 하위-회로를 구비한 새로운 열기관 "아탈라 하렌 사이클"에 대한 계통도가 도시되어 있다;
도 7에는 열역학적 사이클과 두 가지 또는 단일 성분의 작동 매체 시스템 - "아탈라 하렌 사이클" 플랜트와 개별 탱크 재가열기를 위한 에너지를 제공하기 위한 가열 물질 회로를 구비한 시스템을 가진 새로운 열기관의 계통도가 도시되어 있다.
도 8에는 열역학적 사이클과 두 개 또는 단일 성분의 작동 매체 시스템 - "아탈라 하렌 사이클" 플랜트와 개별 탱크 과열기 압축기 시스템을 구비한 시스템을 가진 새로운 열기관의 계통도가 도시되어 있다.
도 9에는 두 가지 성분의 작동 매체를 가지며 작동 매체를 펌핑을 위한 이중 액체 펌프를 구비한 새로운 열기관 "아탈라 하렌 사이클"의 계통도가 도시되어 있다.
도 10에는 단일 성분의 작동 매체 시스템(암모니아)을 가지며 저장 탱크(206)로부터 암모니아를 배출하기 위한 부스터(booster) 압축기를 구비한 새로운 열기관 "아탈라 하렌 사이클"의 계통도가 도시되어 있다.
도 11에는 단일 성분 작동 매체 시스템(암모니아)를 가지고, 직접 가열 과열기를 구비한 새로운 열기관 "아탈라 하렌 사이클"의 계통도가 도시되어 있다.
도 12에는 단일 성분 작동 매체 시스템(암모니아)을 가지고, 직접 가열 가열기(보일러)와 증기 발생 과열기 및/또는 시스템으로의 외부 에너지원을 구비한 새로운 열기관 "아탈라 하렌 사이클"의 계통도가 도시되어 있다.
도 13에는 열역학적 사이클과 단일 성분 작동 매체 시스템 - "아탈라 하렌 사이클" 플랜트와 저온 저장소 에너지원과 증발기 및/또는 응축기를 구비한 시스템을 가진 새로운 열기관의 계통도가 도시되어 있다.
도 14에는 단계의 마지막에서 녹-아웃 탱크(knock-out tank)로 응축액 배출을 나타내는 가열 물질(엔-옥탄)의 다단계(4 단계) 압축이 도시되어 있다.
도 15에는 암모니아의 온도-엔트로피(T-s) 선도와 물질의 물리적 상 상태 의 구역이 도시되어 있다.
도 16에는 고압의 암모니아의 과열과 등엔트로피 팽창을 포함하는 전력 발생 회로의 단계를 나타내는 암모니아의 온도-엔트로피(T-s) 선도가 도시되어 있다;
도 17에는 포화점 C에서의 고압 암모니아 팽창하는 전력 발생 회로의 단계를 나타내는 암모니아의 온도-엔트로피(T-s) 선도가 도시되어 있다;
도 18에는 포화점 C에서의 고압 암모니아 팽창하는 전력 발생 회로의 단계를 나타내는 암모니아의 온도-엔트로피(T-s) 선도가 도시되어 있다;
- 도 18의 점 G는 등엔트로피 효율 100% 이하의 팽창에 대한 이론적 온도를 나타낸다.
- 도 18의 점 G1은 등엔트로피 효율 100%의 이론적 온도를 나타낸다.
도 19에는 두 단계의 암모니아 팽창 및 중간 과열과 고압의 증발된 암모니아의 과열을 포함하는 전력 발생 회로의 단계를 나타내는 암모니아의 온도-엔트로피(T-s) 선도가 도시되어 있다;
도 20에는 엔-옥탄의 온도-엔트로피(T-s) 선도와 물질의 물리적 위상 상태 범위가 도시되어 있다;
도 21에는 엔-옥탄의 단일 단계 압축과 에너지 보존 회로의 단계를 나타내는 엔-옥탄의 온도-엔트로피(T-s) 선도가 도시되어 있다;
- 경로를 따른 점 B에서 점 C1으로 포화된 증기의 등엔트로피 압축
- 압축기에서의 엔-옥탄의 현저한 응축
도 22에는 포인트 C의 압력에서 포인트 B의 압력으로의 엔-옥탄 팽창의 단일 단계와 에너지 보존 회로의 단계를 나타내는 엔-옥탄의 온도-엔트로피(T-s) 선도가 도시되어 있다;
- 경로를 따른 점 C에서 점 B1으로 포화된 증기의 등엔트로피 팽창
- 점 B(온도 약 274K)에서의 포화 온도와 비교해서 점 B1(온도 약 355K)에서의 엔-옥탄 증기의 상당한 과열.
도 23에는 포인트 B에서의 포화 상태에서의 엔-옥탄의 단일 단계 압축과 에너지 보존 회로의 단계와, 상응하는 범위에 의한 에너지 구성성분의 보존을 나타내는 엔-옥탄의 온도-엔트로피(T-s) 선도가 도시되어 있다;
도 24에는 포인트 B에서 포화상태에서의 엔-옥탄의 다단계(4단계) 압축과 에너지 보존 회로의 단계와 각 단계의 마지막에서 응축액의 배출을 나타내는 엔-옥탄의 온도-엔트로피(T-s) 선도가 도시되어 있다;
- 에너지 구성 성분은 해당 구역으로 표시된다.
도 25에는 포인트 B에서 포화상태에서의 엔-옥탄의 압축의 무한한 단계와 에너지 보존 회로의 단계와 각 단계의 마지막에서 응축액의 배출을 나타내는 엔-옥탄의 온도-엔트로피(T-s) 선도가 도시되어 있다;
- 에너지 구성 성분은 해당 구역으로 표시된다.
도 26에는 압축기로의 공급 이전에 엔-옥탄의 과열과 함께 에너지 보존 회로의 단계를 나타내는 엔-옥탄의 온도-엔트로피(T-s) 선도가 도시되어 있다;
- 점 B에서 점 B1으로 엔-옥탄 증기의 과열
- 점 B1에서 점 C으로 과열된 엔-옥탄 증기의 등엔트로피 압축
- 압축기 내의 엔-옥탄 응축의 최소화 또는 비 응축
도 27에는 압축기로의 공급 이전에 엔-옥탄의 과열과 함께 에너지 보존 회로의 단계를 나타내는 엔-옥탄의 온도-엔트로피(T-s) 선도가 도시되어 있다;
- 에너지 구성 성분은 해당 구역으로 표시된다.
도 28에는 압축기로의 공급 이전에 엔-옥탄의 부분적인 과열과 함께 에너지 보존 회로의 단계를 나타내는 엔-옥탄의 온도-엔트로피(T-s) 선도가 도시되어 있다;
- 점 B에서 점 B1으로 엔-옥탄 증기의 과열
- 점 B1에서 점 C1(C)으로 과열된 엔-옥탄 증기의 등엔트로피 압축
- 압축기 내의 엔-옥탄의 응축 감소
도 29에는 압축기로의 공급 이전에 엔-옥탄의 과열과 함께 에너지 보존 회로의 단계를 나타내는 엔-옥탄의 온도-엔트로피(T-s) 선도가 도시되어 있다;
- 점 B에서 점 B1 및 B3로 엔-옥탄 증기의 과열
- 점 B3에서 점 C2로의 과열된 엔-옥탄 증기의 등엔트로피 압축
- 점 C에서 포화 상태의 냉각
- 압축기 내의 엔-옥탄의 비 응축
도 30에는 압축기로의 공급 이전에 엔-옥탄의 과열과 함께 에너지 보존 회로의 단계를 나타내는 엔-옥탄의 온도-엔트로피(T-s) 선도가 도시되어 있다;및
- 점 B 또는 점 B2에서 점 B1으로, 상당한 차이로 과열된 엔-옥탄 증기의 불완전한 등엔트로피 압축,
- 점 B에서 점 C로 일정 압력(Cp)하에서 엔-옥탄의 비열과 비교하여, 엔-옥탄의 매우 감소된 비열(Csp)하에서, 오직 점 B1에서 점 C로 필요한 압축기 일,
도 31에는 통합된 "아탈라 하렌 사이클"을 형성하기 위해 엔-옥탄(가열 물질로서) 및 암모니아(작동 매체로서)의 겹쳐진 온도-엔트로피(T-s) 선도가 도시되어 있다.
도면에서, 유사한 특성들은 유사한 참조번호로 제공된다. 도 1의 참조에는, 랭킨 사이클로 작동하는 전형적인 종래의 전력 생산 유니트(unit)를 나타낸다. 종래의 전력 생산 플랜트에 의해 수행되는 주요 단계는 다음과 같다:
a- 작동 매체 가압,
b- 직접 연료 연소에 의해 가열되는, 보일러에서의 고압 작동 매체 증발,
c- 직접 연소로부터 고압 과열 및 증발된 작동 매체,
e- 터빈을 통한 작동 매체의 등엔트로피 팽창, 기계적 일과 전력 생산 및 이미 사용된 저압 저온의 작동 매체의 생산
f- 해수와 같은 외부 냉각수에 의해 냉각되는, 응축기에서의 이미 사용된 작동 매체의 응축,
g- 응축된 작동 매체를 저장 탱크로 공급,
h- 액체 작동 매체의 배출과 펌프에 의한 가압,
그리고 사이클의 반복,
상기 작동 단계는 다음에서 자세하게 설명될 것이다.
액상의 물(105b)은 저장 탱크(105)로부터 배출되고 입력에너지에 의해 저압에서 충분히 높은 압력으로 펌프(106)에 의해 가압 된다. 고압의 액상의 물은 보일러(107)로 유입되고 연료 연소(108)에 의해 방출된 입력에너지에 의해 고압 하에서 그리고 높지만 일정한 포화 온도에서 증발된다. 이는 액상에서 고압 고온의 포화수증기로 물의 상변화를 야기하며, 일반적으로 상기 단계에서는 573K에서 623K(300℃에서 350℃)의 온도와 4MPa에서 10MPa(40bar에서 100bar)의 압력을 갖는다. 보일러(107)에서의 고압 고온의 포화수증기는 연료 연소로 방출된 에너지에 의해 또한 4MPa에서 10MPa의 압력하에서 약 823K(550℃) 이상으로 과열된다. 과열된 고압 고온 수증기(101)는 터빈(102)로 공급된다. 터빈(102)에서, 과열 수증기(기체(gas))는 등엔트로피 팽창을 겪으며 내부 열에너지의 일부분은 기계적인 일로 변환된다. 터빈에서의 수증기 팽창은 한 단계 또는 여러 단계, 그러나 대부분 2 단계로 나타날 수 있다. 터빈(102)을 떠난 저압 저온의 이미 사용된 수증기(103)는 일반적으로 상기 단계에서 323K에서 373K(50에서 100℃)의 온도와 0.025에서 0.1MPa(0.25에서 1.0bar abs)를 가지며, 이때 응축기(104)에서 액체로 응축되고, 이는 상변화를 야기하고 냉각 매체(104b,해수)로의 에너지 폐기 또는 손실을 야기한다. 응축기(104)에서, 수증기는 0.1MPa(1.0bar abs)의 압력 하에서, 약 1.7에서 5.0㎥/㎏의 체적에서 0.001㎥/㎏의 체적으로 응축되며, 이러한 과정은 되돌아간 해수(104b)로의 물의 약 2300KJ/kg(560kcal/kg)의 증발 잠열의 손실을 야기한다. 이는 외부 환경(냉각수)으로의 상당량의 에너지 손실이며 랭킨 사이클로 작동되는 전력 플랜트의 저 효율을 야기하며, 상기 효율은 초고압 시스템에 대해, 일반적으로 33%에서 40% 사이이며, 효율은 45%까지 될 수 있다.
다음으로 도 2를 참고하면, 이는 칼리나 사이클로 작동하는 일반적인 종래의 전력 플랜트를 나타내며, 이는 작동 매체로서 암모니아-물 혼합물로 작동한다. 칼리나 사이클로 작동하는 일반적인 종래의 전력 플랜트에 의해 수행되는 주 단계는 랭킨 사이클의 단계와 유사하며, 다음과 같다:
◎ 액상의 작동 매체(106a)의 고압 펌핑 가압,
◎ 보일러 또는 열교환기에서의 액상의 작동 매체의 증발과 고압 기체의 작동 매체(107a)의 형성,
◎ 고압 고온 기체의 작동 매체를 터빈(102a)으로 공급하고 유용한 일 또는 다른 형태의 에너지를 추출,
◎ 외부 냉각수(외부 환경으로의 에너지 손실)를 통한, 열교환기(104a)에서의 이미 사용된 작동 매체의 응축,
◎ 응축된 작동 매체(104ca)를 저장 탱크(105aa)로 공급,
◎ 액상의 작동 매체(105ba)를 배출하고 펌프(106a)를 통해 압축,
- 그리고 상기 사이클을 반복,
상기 두 개의 종래의 전력 사이클, 랭킨 및 칼리나 사이클의 주된 차이점은, 다음과 같다:
◎ 칼리나 사이클은 보일러(107a)에서 더욱 낮은 에너지원 온도로 작동한다,
◎ 칼리나 사이클은, 해수 응축기(104a)에서의 암모니아-물 작동 매체 혼합물 증기의 응축을 허용하기 위해, 0.5MPa 이상의 더 높은 터빈(102a) 배출 압력을 가지며,
◎ 칼리나 사이클은, 냉각되고, 감압되며 이를 통해 이미 사용된 작동 매체(103a)와 혼합되는 과정의, 분리기(107ba)에서 고온의 린 용제(107ca,lean solvent)를 재활용하는 것을 포함하며, 이때 증기-액체 혼합물은 해수 응축기(열교환기,104a)로 공급된다. 상기 과정은 재활용된 린 용제(lean solvent)를 완전히 응축된 작동 매체 증기와 함께 해수 응축기 온도로 냉각시키는 것을 포함하며 혼합물은 리치 용제(rich solvent)가 되며 이는 보일러를 거쳐 고압 증기의 높은 온도로 재가열된다,
◎ 칼리나 사이클은 또한 다음과 같은, 몇 가지 추가 장비를 갖는다:
- 린 용제 열교환기(106ba, 105aa),
- 린 용제 액체로부터의 고압 고온 작동 매체 증기의 분리를 위한 분리 탱크(107ba),
에너지원의 더 낮은 온도와 칼리나 사이클의 더 좁은 온도 범위 그리고 다른 내재 요인으로 인해, 칼리나 사이클로 작동하는 전력 플랜트의 효율은 일반적으로 랭킨 사이클로 작동하는 전력 플랜트의 효율보다 더 낮다. 그러므로, 전력 플랜트에서 랭킨 사이클 대신 칼리나 사이클을 사용하는 선택은 랭킨 사이클로 작동하는 플랜트의 필요에 따라 에너지원의 온도가 상대적으로 낮고 고압의 작동 매체 수증기를 위한 적합한 조건을 제공할 수 없는 경우로 한정한다.
다음으로 도 3은, 본 발명의 실시예에 따른 단일 성분 작동 매체를 가진 열기관(200)을 나타내며, 도 5는 본 발명의 다른 실시예에 따른 다중 성분 작동 매체를 가진 열기관(300)을 나타내며 다음에서 설명될 것이다;
제안된 새로운 열기관(200,300)의 두 개의 변형의 실시예는, 또한 작은 차이가 있지만, 적용한 바와 같이 언급된, 구조 및 작동 등의 대부분의 면에서 유사하다. 작동 매체의 타입 중 어느 하나를 위한 제안된 전력 사이클(플랜트)의 주요 실시예 및 특성은, 관련된 열기관이 두 개의 별개의 그러나 적극적으로 상호 작용하는 다음의 폐회로를 구비하는 것이다.
- 일 및 전력 발생 폐회로 시설,
- 에너지 보존 및 재활용 폐회로 시설,
뿐만 아니라, 상기 두 회로 중 어떤 것도 배치 상에서 유사하거나 또는 다를 수 있는 하나 이상의 하위-회로를 구비할 수 있다. 각각의 주회로의 하위-회로는, 상응하는 주회로의 최종 역할 및 기능을 수행하기 위해 각각의 다른 회로와 상호연동한다. 상기 실시예는 특히 에너지 보존 및 재활용 회로에 적용할 수 있으며 전력 발생 회로를 위해서는 가능성이 작다. 네트 전력(net power)을 발생하기 위한 하위-회로와 주회로의 상호작용의 특성 기능 및 성능은 적합한 물질(작동 유체)의 신중한 선택과, 기술-기계 시설 및 주회로와 하위-회로 모두의 작동 조건과 다음의 조건을 포함하는 것으로 가능해진다:
- 전력 생산 회로를 위한 작동 매체(단일 또는 다중 성분),
- 다중 성분 작동 매체의 경우에서의 작동 매체의 용제,
- 에너지 보존 및 재활용 회로 유체(가열 또는 냉각 물질),
- 저온 및 고온 저장소 사이의, 대략적인 온도 상승 수준,
- 적용시, 각각의 주회로의 하위-회로의 수량,
- 적용된 곳의, 작동 매체와 가열 물질의 과열 수준,
- 전력 터빈의 팽창 단계의 수,
- 에너지 보존 및 재활용 압축기의 압축 단계의 수,
- 기계 장비 선정 및 순차 배열의 제안,
등등.
새로운 시스템의 전력 발생 회로에 사용하기 적합한 작동 매체는 다음이 될 수 있다:
◎ 암모니아 또는 어떤 열역학적 특성이 암모니아에 가까운 적합한 물질과 같은 단일 성분 물질,
- 물은 주로 랭킨 사이클 플랜트에서 작동 매체로서 사용되며, 연료 연소 온도가 고압 하에서 물을 증발시키기 적합한 수준의 매우 높은 수준에 도달 할 수 있어야 하며, 터빈에서 이미 사용된 수증기의 응축 온도는, 냉각수와 같은 해수 또는 강물 또는 대기를 사용할 수 있게 충분히 높아야 한다,
◎ 암모니아-물 혼합물(또한 칼리나 사이클에서 사용된)과 같은, 유리한 열역학적 특성과 넓은 범위의 상호-용해도를 가진 두 개 이상의 낮고 높은 끓는 물질의 혼합물로 구성되는, 작동 매체를 위한 다중 성분 유체,
◎ 다양한 탄화수소와, 다양한 프레온(freons) 또는 다른 물질의 혼합물을 구성되는, 작동 매체를 위한 다중 성분 유체,
암모니아-물 혼합물과 같은 작동 매체로서의 다중 성붐 유체를 사용할 때, 낮은 비등 작동 매체 성분(WM)과 용제의 비등 온도 사이의 차이는 바람직하게 100K(kelvin) 보다 크다.
에너지 보존 및 재활용 회로를 위해 본 발명에서 사용되기 적합한 에너지 보존 물질(또는 가열 물질)은, 다음과 같은, 적합한 열역학적 특성을 가진 어떤 물질이 될 수 있다:
- 엔-옥탄(n-Octane),
- 엔-헵탄(n-Heptane),
- 엔-헥산(n-Hexane),
- 포름산부틸(Butylformate),
- 다이에틸아민(Diethylamine),
- 팬틸아민(Pentylamine),
- 팬틸알콜(Pentylalcohol) 등,
상기 에너지 보존 및 재활용 물질의 어떤 중요한 열역학적 특성은 매우 필요하며 전력 회로의 작동 매체(암모니아 및 수증기)의 어떤 열역학적 특성과 대비되도록 신중하게 선정된다. 예를 들어, 기체 상태의 단열 방정식의 지수(k)는 매우 중요하다:
PVk = 일정(Constant) - 식(1)
여기에서:
P는 의도된 과정의 시작에서의 기체 압력
V는 의도된 과정의 시작에서의 기체 체적
k는 단열 팽창 지수
단열 팽창 지수(k)는 다음과 같이, 정적 체적(Cv)하에서 상기 기체의 비열에 대한 정적 압력(Cp)하에서의 기체의 비열의 비로서 표현된다.
k = Cp / Cv - 식 2
팽창 지수(k)의 값이 작동 매체(암모니아 및 물)를 위해 가능한 크게, 바람직하게는 이상 기체에 가까워지는 것이 필요하지만;
(k) = 1.4
약 288k(15℃) 온도 시 암모니아의 (k) = 1.310, 및
약 388k(115℃) 온도 시 수증기의 (k) = 1.315,
암모니아-물 혼합물의 (k)는 또한 약 1.315 정도로 예상된다.
상태에서의 일반화된 단열 방정식에서 팽창 지수 (k) 또는 (n)은 가능한 낮거나 다음과 같아야 할 필요가 있다:
(n) ≤ 1.065
약 298k(25℃) 온도 시 엔-옥탄의 (n) = 1.0227
이러한 열역학적 특성은 본 명세서에서 추후 설명된다.
새로운 전력 계획의 두 개의 주회로의 성분과 과정은 외부 환경과 상호작용하며 작동 사이클 내에서 에너지 보존 및 재활용과 보다 유용한 기계적인 일과 전력의 생산 목적을 위한 필요 조건을 만들기 위해 서로 상호작용한다. 각각의 회로는 주로 열 에너지 교환을 위한 다른 회로와 그리고 관련된 폐회로의 작동을 완료하기 위해 다른 필요한 기능을 수행하기 위한 일부 특정 전용 소속 시설과 어떤 공동 시설을 가진다. 단일 성분 작동 매체에 대한 도 3의 실시예와 본 발명의 다중 작동 매체에 대한 도 3에서 두 개의 회로의 일반적인 성분이 나타나며 다음에서 설명된다.
열기관(200) 또는 열기관(300)의 실시예는 기계적인 일과 전력 생산 회로와 에너지 보존 및 재활용 회로를 구비하며, 전력 생산 회로는 기계적인 일로 팽창하는 작동 매체의 증기 압력의 잠재적 에너지로의 변환을 위해 전용 방식(202) 또는 (302)와, 응축된 액체 작동 매체를 저장하기 위한 수단 (206) 또는 (306)과, 액체 작동 매체를 펌핑하고 압축하기 위한 수단(207) 또는 (307)과, 액체 작동 매체(216) 또는 린 용제(316)로부터 고온 고압의 작동 매체 증기(214) 또는 (314)의 플래시(flash) 분리를 위한 수단(214) 또는 (314)와, 열교환(과열)을 위한 수단(215) 또는 (315), 열기관(200) 또는 (300)의 하나의 성분으로부터, 같은 열기관(200) 또는 (300)의 또 다른 성분으로, 고압 및 고온 작동 매체(208) 또는 (308), 또는 이미 사용된 작동 매체(203) 또는 (303)을 이송하기 위한 수단을 구비하며, 본 발명의 실시예에서의, 다중 성분 작동 매체 열기관(300)의 경우, 열교환(319)과, 열기관(200) 또는 (300)의 기계적인 일과 전력 생산 회로의 수단이 추가로 구비되며, 열교환(204,209,211,202b 또는 304,309,311,302b)을 위한 에너지 보존 및 재활용 회로를 가진 공동 수단과 기계적인 일과 압축기(231 또는 331) 구동을 제공하기 위한 수단(246 또는 346)을 추가로 구비한다. 실시예(200 또는 300)에서, 작동 매체 증기와 액체를 이송하기 위한 선, 또는 배관, 또는 튜브 또는 다른 수단은 터빈(202,246 또는 302,346)을 작동 매체 저장 탱크(206,306)와 분리 플래시 탱크(213,313)에 각각, 다양한 열교환기를 통해 연결한다.
도 2 또는 도 4에 도시된 실시예에서, 열기관(200,300)은 에너지 보존 및 재활용 회로를 추가로 구비하며, 이는 증발된 저압 가열 물질을 과열하기 위한 수단(240,340)과 과열된 가열 물질을 가압하기 위한 수단(231,331)과, 응축된 가열 물질을 수용하고 저장하기 위한 수단(235,335)을 구비하며, 그리고 열기관(200,300)의 에너지 보존 및 재활용 회로는 열교환기(204,209,211,202b 또는 304,309,311,302b)를 위한 전력 생산 회로를 가진 공동 수단과 기계적인 일과 압축기(231,331) 구동을 제공하기 위한 수단(246,346)을 추가로 구비한다.
실시예(200,300)에서, 가열 물질 증기과 액체를 운송하기 위한 선, 또는 배관, 또는 튜브 또는 다른 수단은 다양한 열교환기를 통해 압축기(231,331)를 가열 물질 저장 탱크(235,335)로 연결하며, 작동 매체 증기를 운송하기 위한 선, 또는 배관, 또는 튜브 또는 다른 수단은 터빈(246,346)을 열교환기(215,315)에서 작동 매체 선으로 연결하고 터빈(202,302)에서 이미 사용된 작동 매체 증기와 액체 선으로 각각 연결한다.
단일 성분과 다중 성분 작동 매체를 가진 본 발명의 실시예 사이의 주요 차이점은, 도 2와 도 3에 도시된, 다중 성분 작동 매체에 있는 린 용제의 여분의 열교환기(219)이다.
그러므로 이는 단일 성분 작동 매체와 작동 조건의 선정된 설정을 위해, 상당히 구체적으로, 도 3에 도시된 본 발명을 표현 및 설명하고, 또한 적용된 곳으로 언급한 것에 따른, (200) 대신, 참고 숫자(300)를 지정하기 위한, 도 4에 도시된 실시예의 모든 스트림(streams) 및 장비를 갖춘, 다중 성분 작동 매체를 위한 도 4에 도시된 실시예를 나타내도록 단순화하는 것이 합리적이다.
도 2에 도시된 실시예에서, 열기관(200)은 기계적인 일 및 전력 발생 회로와 에너지 보존 및 재활용 회로 둘 모두의 시설을 구비하며, 전력 발생 회로는 터빈(202,246)으로부터 저압 및 저온의 이미 사용된 작동 매체(203,247)(여기서는 암모니아를 예로 들어)의 스트림과 통기공(vent) 증기와 이 부분에서 나중에 설명될 대안 실시예로에서의 부스터 압축기 터빈과 같은 이미 사용된 작동 매체의 어떤 다른 스트림을 수용하도록 배치된 혼합기(203a)를 구비하며, 이미 사용된 작동 매체(203b)의 혼합된 스트림은 열교환기(204)로 공급된다. 작동 매체 증기(순수 암모니아)의 응축 온도는 응축기(204)에서의 응축 포화 압력에 따른다. 예를 들어, 선정된 압력 0.55077MPa(5.5077bar)하에서, 순수 암모니아의 응축 온도는 약 280K(7℃)이다. 응축된 작동 매체(205)는 저장 탱크(206)로 공급되고 저장 탱크(206)의 체적은 새로운 시스템의 매끄럽고 연속적인 작동을 위해 작동 매체의 필요한 양을 저장하기에 충분히 크다. 액상 작동 매체 암모니아(206a)는 저장 탱크(206)에서 배출되고, 터빈(202,246)의 유입구에서의 작동 매체 암모니아의 선정된 증기 압력에 적합하며, 7.135MPa(71.35bar)의 압력으로 선정된, 필요한 압력 P1(예를 들어 7.25MPa(72.5bar)로)으로 펌프(207)에 의해 한 단계 또는 여러 단계로 펌핑 및 가압되며, 이는 유동 및 기계적 손실을 허용한다. 가압 이후, 저온 작동 매체는 가열되고 열교환기(209,211)에서의 가열 물질의 고온 스트림의 효과로 인해 부분적으로 또는 전체적으로 증발되며, 이는 분리 플래시 탱크(213)로 공급된다. 열교환기의 다른 배치는 또한 동일하거나 또는 유사한 열교환 기능을 수행할 수 있도록 만들어질 수 있다. 만일 예를 들어 작동 매체가 전체적으로 열교환기(211)에서 증발되면, 이는 플래시 분리 탱크로 우회될 수 있고 과열기(215)로 바로 공급될 수 있다.
분리 플래시 탱크(또는 칼럼,213)는 단일 성분 작동 매체(순수 암모니아,212)의 고압 가열되고 부분적으로 또는 전체적으로 증발된 증기-액체 혼합물을 수용하고, 분리 플래시 탱크(213)의 바닥에서 액상의 작동 매체(216)로부터 작동 매체(214)의 증발된 부분을 분리하도록 배치된다. 분리 플래시 탱크(213)는 또한 액상 작동 매체를 순환하기 위한 액체 순환 펌프(220)와 재가열기(221)를 제공하며, 상기 재가열기는 터빈(202,246)의 작동을 위해 작동 매체의 필요량의 공급을 확보하기 위해 작동 매체의 필요한 추가량의 증발을 위한 필요한 외부 또는 내부 에너지를 제공한다. 분리 탱크에서의 고압 작동 매체의 증발의 높은 온도는 또한 분리 탱크의 바닥에서의 액상 작동 매체의 온도이며, 이는 분리 플래시 탱크(213)에서의 작동 매체의 증발(포화)의 일정한 압력에 따른다. 예를 들어 만일 분리 플래시 탱크 내부의 작동 매체 "암모니아"의 증기 압력이 7.135MPa(71.35bar)로 설정되고 선정된다면, 상응하는 암모니아의 일정한 증발 온도는 약 380k(107℃)가 될 것이다.
분리 플래시 탱크(컬럼,213)의 체적은 액상 단일 성분 또는 다중 성분 작동 매체로부터 증발된 작동 매체의 준비된 플래싱(flashing) 및 분리를 위한 적합한 공간을 제공하기에 충분히 크다. 고압 및 고온에서, 증발된 포화 작동 매체(암모니아,214)는 적합한 출구에서 분리 탱크를 벗어나고 열교환기(215)에서 저압, 중압, 또는 고압의 스트림(216) 또는 내부의 더 높은 온도의 에너지원에 의해 과열(선택적으로 그러나 바람직하게)될 수 있다.
과열기(215)의 배출구에서 고압 및 고온으로 과열된 작동 매체(암모니아,214a)는 다음의 두 개의 주요 스트림으로 분리된다:
1. 과열된 작동 매체의 스트림(201)은 터빈(202)으로 공급되고, 이는 팽창되어 기계적인 일 또는 다른 형태의 에너지를 생산할 수 있으며, 상기 에너지는 새로운 시스템 전력 플랜트에서 방출된 네트 에너지를 포함한다.
2. 과열된 작동 매체의 스트림(245)는 터빈(246)으로 공급되고, 이는 에너지 보존 및 재활용 시스템 압축기(231)를 작동하는 필요한 전력(기계적인 일)을 제공하기 위함이다.
상기 스트림들의 다른 배치는 또한 기계적인 일 공급 및/또는 전력 생산의 동일한 기능을 수행할 수 있도록 만들어질 수 있다. 만일 예를 들어 터빈(202)이 중간 과열하는 다단계 유닛이며 압축기(231)를 위한 기계적인 일을 공급하기 충분한 에너지를 가진다면, 이때 스트림(245)은 도 3에 도시된, 열기관(200)의 실시예와 같이, 팽창 제1 단계 이후 만들어지고 제공될 수 있다.
과열기(215)의 배출구에서 고압 및 고온으로 과열된 작동 매체(214a)의 다른 스트림은, 또한 고압 액체의 작동 매체 암모니아 펌프(207)를 작동하기 위해, 또는 스트림(232) 또는 다른 것으로부터 에너지 보존 물질 일부의 온도를 추가 부스팅 및 상승하기 위해, 구비될 수 있다. 그러나, 상기 스트림은 상기 두 개의 주요 스트림보다 훨씬 더 작을 것으로 예상되며 상기 스트림의 이미 사용된 작동 매체는 열교환기(204)에서의 응축을 위해 터빈(202,246)의 이미 사용된 작동 매체에 추가되며, 기계적인 일 및 전력 생산 회로가 반복된다.
터빈(202)으로 들어간 기체의 작동 매체 암모니아(201)는 보통 약 7.135MPa(71.35bar)의 압력과 약 400K(127℃)의 온도를 가진 일반적으로 고압 기체이다. 작동 매체의 어떤 다른 적절한 압력 및 온도는, 각각의 경우의 특정 조건의 많은 요인과 고려 사항에 따라서, 터빈(202,246)의 유입구에서 선정될 수 있다. 기체의 작동 매체 암모니아는 제어된 상태로 터빈(202)에서 등엔트로피 팽창을 겪을 수 있으며, 회전하는 기계적인 일, 또는 다른 타입의 기계적인 일을 제공할 수 있고, 이는 제너레이터(202a)에서 전력을 생산하는데 사용될 수 있고 또는 다른 타입의 일을 수행할 수도 있다. 이미 사용된 작동 매체 암모니아는 충분히 감소되었으나 제어된 압력 P2 및 상응하는 낮은 온도 T2 하에서 터빈(202)을 나간다. 작동 매체로서 암모니아를 예로 들어, 만일 터빈(202)에서의 배출 압력(배압)이 0.55077MPa(5.5077bar)로 선정되면, 이때 이미 사용된 작동 매체의 상응하는 포화 온도는 약 280K(7.0℃)일 것이다. 작동 매체 스트림(245)은 터빈(246)으로 공급되어 에너지 보존 압축기(231)를 위한 기계적인 일을 공급할 때 유사한 상태를 겪는다. 이미 사용된 작동 매체의 어떤 다른 적절한 배압은 많은 요소에 따라, 터빈(202,246)의 배출구에서 선정될 수 있으며, 작동 매체의 상응하는 배출 온도를 결정할 것이다.
터빈(202,246)은 작동 매체 팽창의 하나 이상의 단계일 수 있으며, 특히 이러한 경우, 중간 과열을 가진 두 단계 팽창이 선정된다. 제1 단계에서 고압 및 과열된 고온 암모니아는 71.35bar에서 25bar로 팽창되고, 아직 고압 상태인 제1 단계(201a)로 배출된다. 이때 이는 다시 과열되기 위해 가열 물질 스트림의 고온 증기 스트림에 의해 과열기(202b)로 공급된다. 중간 과열된 암모니아는 이때 터빈(202)의 제2 단계로 공급되고, 앞서 언급한 바와 같은, 충분히 감소되었으나 제어된 압력 P2 및 상응하는 저온 T2 상태로 터빈(202)에서 배출되는 최종 이미 사용된 작동 매체(203)로 팽창된다. 과열 온도의 선정 및 팽창 단계의 횟수는 최소화되고 바람직하게는 팽창 단계 모두에서 터빈 내부에서의 암모니아 응축을 제거된다. 도 3의 실시예에서 도시된 바와 같은, 과열기(202b)에서 주로 터빈(246)으로의 배출과 작동 매체 암모니아의 초과량을 터빈(202)의 제2 단계로 공급하는 것이 가능하다.
터빈(246)의 배출구에서의 이미 사용된 작동 매체의 상태는 제어되고 바람직하게는 터빈(202)에서와 같이 동일하며, 두 개의 스트림이 다시 합류될 수 있다. 터빈(202,246, 및 적용되었다면 다른 것도)에서의 이미 사용된 작동 매체 스트림은 혼합기(203a)에서 혼합되고 혼합된 스트림(203b)는 다시 응축(205)되기 위해 열교환기/응축기(304)로 이송되고, 작동 매체 저장 탱크(206)로 보내지며, 고압 펌프(207)로 공급되며 전력 생산 회로(내부 사이클)가 반복된다.
도 2에 도시된 실시예에서, 열기관(200)은 압축기(231)를 가지고 전기 모터로 구동되고 또는 바람직하게 터빈(246)에 의해 구동되는 에너지 보존 및 재활용 시스템(열 펌프 이론에 근거한)은 필요한 기계적인 일을 공급하기 위해 고압 작동 매체에 의해 작동된다. 압축기(231)는 한 단계 또는 다단계일 수 있으며, 열교환기(240, 과열기)로부터 저압 저온의 증발된 가열 물질(230, 여기서는 엔-옥탄을 예로 들어)을 수용하며, 압축기의 배출구에서 적합한 높은 압력의 스트림(232)으로 압축한다. 에너지 보존 및 재활용 가열 물질(엔-옥탄)의 가압 정도는, 열교환기(211)에서 부분적으로 또는 전체적으로 고압 작동 매체(210, 암모니아)를 가열하고 증발시키기 위해, 열교환기(211)에서 사용하기 적합하며, 가열 물질의 방출된 응축 잠열 에너지와 선정된 높은 압력으로 응축될 때의 수준으로, 압축된 엔-옥탄에 상응하는 응축 포화 온도를 증가시키는 방식으로 선정된다. 압축기(231)의 배출구에서 압축된 가열 물질 엔-옥탄(232)은, 다른 목적을 위해 열기관(200)의 다른 부분에서 사용되는, 여러 스트림으로 분리되며, 이는 다음과 같다(특정한 예시로서):
a- 열교환기(211,209)에 사용된 스트림(232a)
b- 열교환기(201b, 과열기)에서 사용된 스트림(232b)
c- 열교환기(240, 과열기)에서 사용된 스트림(232c),
압축된 가열 물질 엔-옥탄 스트림(232a)의 주요부는 열교환기(211)로 공급되고, 상기 스트림(232a)은 응축(물로 상변화)되며, 다른 유입구에서 열교환기(211)로 유입되는, 가열되고 압축된 작동 물질(암모니아) 스트림(210)을 가열하고 부분적으로 또는 바람직하게는 전체적으로 증발시키기 위해 사용되는, 잠열을 방출한다. 에너지 보존 및 재활용 압축기(열 펌프 이론)의 성능 계수(COP)와 효율을 개선하기 위해, 열교환기 표면의 다른 쪽에서 대향 흐름 압축된 저온의 액체 작동 매체 암모니아(208)의 효과에 의해, 응축된 고온의 가열 물질(엔-옥탄, 233a)은 열교환기(209)로 공급되고 한 단계 또는 계속해서, 가능한 가장 낮은 온도로 냉각된다. 열교환기(209)에서 냉각된 가열 물질(234)은 가열 물질 저장 탱크(235)로 공급된다.
가열 물질 스트림(232b)은 터빈(202)의 제1 단계에서 부분적으로 팽창된 작동 매체 암모니아(201a)를 과열하기 위해 과열기(202b)로 공급된다. 열교환기(202b)에서, 가열 물질(232b)은 응축(액체로 상변화)되며, 부분적으로 팽창된 작동 매체 암모니아(201a, 열교환기(202b)에서 중간 가열된)를 과열시키기 위한 잠열이 방출되고, 과열된 암모니아(201b)는 터빈(202)의 제2 단계로 다시 공급된다. 포화된 높은 온도에서 응축된 가열 물질(232e)은 다른 스트림과 혼합되고 과열기(240)으로 공급된다.
응축된 고온 스트림(232e,233b)과 함께 스트림(232c)은, 저압 에너지 보존 및 재활용 가열 물질(엔-옥탄) 증기 스트림(239)을 충분히 높은 온도로 과열하기 위해 과열기(240)로 공급되고, 압축기(231)에서 압축될 때, 압축기 내부에는 가열 물질 엔-옥탄이 최소한으로 응축되거나 바람직하게는 응축되지 않는다. 열교환기(240)의 상응하는 배출구로의 액상 가열 물질(엔-옥탄, 237)은 가능한 최저의 온도로 냉각되고 또한 가열물질 저장 탱크(235)로 공급된다. 액체 엔-옥탄은, 열교환기 표면의 다른 쪽, 겨우 약 274K(1.0℃)의 온도에서, 작동 매체 응축기(204)로부터 매우 낮은 온도로 증발된 가열 물질 엔-옥탄을 활용하여 더 낮은 냉각 온도에 도달된다. 저장 탱크(235)의 체적은 또한 새로운 시스템의 매끄럽고 연속적인 작동을 위해 필요한 양의 에너지 보존 물질(가열 물질)을 저장하기 에 충분히 크다.
저온 에너지 보존 및 재활용 물질 엔-옥탄(236)은 이때 저장 탱크(235)에서 배출되고, 한 단계 또는 그 이상의 단계로 이미 사용된 작동 매체 암모니아 증기(203a)를 냉각하고 응축하기 위해, 스트림(238)을 열교환기(204)에서 사용되기 적합한, 낮은 수준으로, 감압 시설(236a)에서 감압된다. 감압된 액상 가열 물질 엔-옥탄(238)은 약 274K(1.0℃)의 온도에서 열교환기(204)로부터 증발(증기로 상변화)되며, 열교환기 표면의 다른 쪽에서 약 280K(7℃)의 온도까지 이미 사용된 작동 매체 암모니아(203b)의 응축 포화된 증기로부터 방출된 응축 잠열 에너지를 수용하며, 포화된 작동 매체의 응축은 액체(205)로 완전히 변환된다. 저온 액상 가열 물질 엔-옥탄의 감압은 또한 엔-옥탄(239b)의 작은 부분의 플래시 증발을 야기하며, 이는 엔-옥탄 액상의 온도를 - 283K(10℃)에서 274K(1.0℃)로 - 플래싱하고, 감소하는 에너지 손실을 흡수(보상)한다. 감압된 액상 작동 매체(236b)의 초과된 부분은 열교환기에 필요하지 않으며(과정의 열역학적 부분에서 설명한 바와 같이), 274K(1.0℃)의 온도에서 해수 열교환기(256)로 공급되고 약 284K(11.0℃) 정도에서 고온 해수 영향으로 증발된다. 가열 물질(엔-옥탄, 239a,239b,239c)의 모든 저압 증기 스트림은 하나의 스트림(239)으로 합쳐지고 열교환기(과열기, 240)로 공급된다.
열교환기(240)에서, 압축기(231)에서 압축될 때, 저압 엔-옥탄 증기는 충분히 높은 온도로 가열되고, 최소한으로 또는 바람직하게 어떤 가열 물질(엔-옥탄)의 응축도 일어나지 않는다. 상기 스트림(239a,239b,239c)의 열에너지 양은 저온의 엔-옥탄 스트림(239)을, 모델링 예시에 도시될 것과 같이, 압축기(231)로 공급되기 이전에 필요한 온도인 274K(1.0℃)에서 355K(82℃)이상으로 충분히 과열시킬 수 있다. 과열된 엔-옥탄 증기 스트림(230)은 스트림(232)의 필요 압력으로 압축되기 위해 압축기(231)로 공급되며 에너지 보존 및 재활용 회로를 반복한다.
도 2에 도시된 열기관의 실시예에는, 열교환기 세트(204)의 예상된 운영 요소의 예시와 그 기능이 나타나있다. 단일 성분의 이미 사용된 작동 매체(암모니아) 스트림(203,247)의 합쳐진 저압 증기(203b)는 혼합기(203a)에서 흐르며, 한 유입구에 의해 열교환기(204)로 공급되고, 증기는 냉각되고 응축되며 하나의 단계 또는 단계의 방식이 있을 수 있으며, 암모니아 응축액(205)은 상응하는 배출구에서 열교환기(204)를 빠져나오며 작동 매체 저장 탱크(206)로 공급된다. 이미 사용된 작동 매체 암모니아 증기(203)는 열교환기(204)에서 냉각 및 응축되며, 이의 포화 응축 온도가 겨우 280K(7℃)일지라도, 실제로는 열교환기의 고온 측을 나타낸다. 액상이며 더 차가워진 에너지 보존 및 재활용 가열 물질 엔-옥탄(238)은, 274K(1.0℃)의 온도에서, 감압 시설(236a)을 통해 저장 탱크(235)에서 배출되며, 열교환기(204)의 다른 유입구로 공급되고 280K의 온도에서 더 뜨거워진 응축 작동 매체 암모니아 증기(203)의 영향에 의해 증발되며, 가열 물질은 응축된 암모니아의 응축 잠열을 흡수한다. 증발된 가열 물질 엔-옥탄(239a)은 약 274K(1.0℃)의 온도에서의 상응하는 배출구로부터 열교환기(204)를 빠져나오며, 그러므로 가열 물질 엔-옥탄의 열교환기 측은 열교환기(204)의 튜브 표면의 차가운 쪽을 나타낸다.
만일 열 교환 표면의 양측의 열교환 물질이 단일 성분의 순수한 물질(예를 들어 순수 암모니아 같은)일 경우, 이때 응축 온도는 특정 압력에서 일정하며, 이는 암모니아가 5.5077bar의 압력의 280K의 온도에서 응축되는 것과 같다. 단일 성분 순수 물질 냉각수(에너지 보존 및 재활용 물질, 엔-옥탄)의 증발 온도는 열교환기 표면의 양측에서, 274K의 증발 온도로 0.00466bar의 일정한 압력하에서와 같이, 또한 특정한 상승하는 압력하에서 일정하다. 그러나, 열교환기 표면의 한쪽에서의 암모니아-물 혼합물과 같은 다중 성분 작동 물질의 경우, 이때의 작동 물질의 응축 온도는, 응축 과정의 시작과 끝에서 응축된 혼합물에서의 높은 비등 용제 물의 응축을 반영하는 범위가 될 것이다. 예를 들어 암모니아-물 혼합물의 작동 매체 증기의 응축은 약 5bar의 일정 압력 하에서 298K(25℃)의 온도에서 시작되고 280K(7.0℃)의 온도에서 끝난다. 상기 범위는 실제로는 열교환 과정을 위해 더 큰 온도차(델타 T)가 적용된다. 또 다른 예로서, 만일 작동 매체 스트림(303b)에 암모니아에서 물의 특정 농도를 가진 암모니아-물 혼합물과 같은 다중 성분 물질이 포함될 경우, 또한 만일 응축 온도가 약 325K(62℃)의 온도에서, 0.75MPa(7.5bar)의 압력하에서 시작되는 경우, 이때의 전체 스트림(303a)의 응축은 약 294K(21℃)에서 마무리될 것이다.
일반적으로, 상기 열교환기와 장치 사이의 모든 관련된 액체, 기체 및 증기 스트림(201, 203, 205, 206a, 208, 210, 212, 214, 230, 232, 233, 236, 237, 238, 239, 245, 247, 250, 252, 255, 257)의 움직임과 이송은 선 또는 배관 또는 튜브를 통해 이루어진다.
요약하면, 열기관(200)의 실시예는, 액상 작동 매체(206)를 저장(고정)하는 수단과, 액상 작동 매체(207)를 압축하는 수단, 액상 작동 매체(217)에서 고압 및 고온 작동 매체 수증기(213)의 플래시 분리 수단, 증기의 압력 에너지를 기계적인 일(202)로 변환하는 수단, 교환(204,209,211,215,202b,240,256)을 위한 수단, 에너지 보존 및 재활용 물질 압축(231)을 위한 수단, 기계적 구동(246)을 공급하는 수단, 액상 열 보존 물질(235)을 저장하기 위한 수단과 고압 및 고온 작동 매체(208) 또는 이미 사용된(폐) 작동 매체(203) 또는 압축된 가열 물질 증기(232) 또는 액상 가열 물질(236)을 본 발명의 실시예에 따라 열기관의 하나의 요소에서 열기관(200)의 다른 요소로 이송하기 위한 선 또는 배관 또는 튜브 또는 다른 수단을 포함하는 특징을 구비한다.
작동 사이클의 실시예의 상기 배치와 함께, 열교환기(204)에서의 저온의 이미 사용된 작동 매체 암모니아 증기의 응축(열 에너지) 잠열이 열교환기(204)에서 열교환기(211,209)로 보존되고, 증가되며, 재활용(이송)된다. 그러므로, 상기 에너지 보존 및 재활용 회로의 목적은, 가능한 많이 보존하고 재활용하는 것이고, 바람직하게는 이미 사용된 작동 매체의 응축시 모든 응축 열 에너지(잠열)를 보존하고 재활용하는 것이며, 상기 이미 사용된 작동 매체의 온도 수준을 높이고, 압축되고 저온인 액상 작동 매체 암모니아 스트림(208,210,211)을 위해 사용 및 재사용되도록 상기 이미 사용된 작동 매체를 가능한 가장 높은 온도로 돌려보내며, 또한 작동 매체 암모니아의 일부분 또는 전체를 열교환기(211)에서 증발시키며, 유도 에너지로부터 시스템으로 더욱 많은 전력 및 기계적인 일을 생산하는 것이다.
도 5에 도시된 열기관(300)의 실시예는, 암모니아-물 혼합물과 같은, 다중 성분 작동 매체를 가진 열기관 운영의 변형이다. 앞서 언급한 바와 같이, 일반적으로, 열기관은 상기 실시예의 모든 면에서, 다음의 주요 구조 및 작동 차이점을 가지며, 단일 성분 작동 매체로 작동하는 열기관의 도 3의 실시예와 유사하다:
- 순수 단일 성분(순수) 물질(205) 대신 리치 용제(305, rich solvent)가 있으며,
- 단일 성분 물질(217) 순환 회로 대신에 린 용제(317) 순환 회로가 있고,
- 린 용제 열교환기(319)가 추가된다.
도 6에 도시된 대안의 실시예에서 열기관(200)은 두 개의 하위-회로 No. 1 및 No. 2를 가진 에너지 보존 시스템을 추가로 구비하며, 상기 하위-회로는 두 개 이상으로 더 많이 구비될 수 있으며, 하위-회로(416,417) 및 다른 하위-회로 각각은 통합되고, 분리되며 그리고 명확하게 폐회로로 작동한다. 각각의 하위-회로는, 열교환기(204)에서의 이미 사용된 작동 매체(203b)의 응축 잠열을 흡수하며, 열교환기/응축기(204)에서 가열 물질(A) 스트림(238) 증발의 저온 저장소 수준에서 증발된 가열 물질(A)의 온도를 최종 하위-회로의 최종 압축된 가열 물질 온도까지 상승시키는, 주회로의 일부분을 수행하고, 가열 물질(B) 스트림(432)의 경우, 고온 저장소의 높은 온도인 압축기(431)의 배출구에서, 단일 성분 작동 매체(210) 또는 리치 용제(310)을 가열 및 증발시키기 위해, 열교환기/증발기(211)에서 사용되기 적합하다.
조금더 자세하게, 하위-회로 No.1의 압축기(231)는 저온 저장소 온도를, 열교환기(405)에서 사용되도록 미리 정해진 수준의 적합한 중간 온도까지, 열교환기/응축기(204)로부터 증발된 가열 물질(A) 스트림(239)의 온도를 증가시키며, 가열 물질(B) 스트림(436d)을 가열하고 증발시키기 위해, 또한 적합한 수준의 압력으로 압축시키고, 열교환기(211)에 사용되기 적합한, 열기관(200)의 높은 온도의 고온 저장소의 수준으로 배출 스트림(432)의 온도를 상승시키기 위해, 하위-회로 No.2의 압축기(431)로 공급되며, 압축된 단일 성분 작동 매체(210), 그리고 상응하는 배출 스트림(212)을 가열하고 증발시키기 위해, 분리 플래시 탱크(213)로 공급된다. 응축된 가열 물질(A) 스트림(233a)은 압축된 액상 작동 매체(208)를 가열하기 위해 열교환기(209)로 공급되며, 결과적으로 냉각된 가열 물질(A) 스트림(234)은 저장 탱크(235)로 공급되고, 그 다음 터빈(202)으로부터 더 뜨겁게 응축된 이미 사용된 작동 매체에 의해 증발되도록, 열교환기/증발기(204)로, 하위-회로 No.1 기능을 반복한다. 응축된 가열 물질 (B) 스트림(436,437)은 저장 탱크(435)로 공급되며 그 다음 열교환기/증발(405)로 압축기(231)로부터 더 뜨거운 응축된 가열 물질(A)에 의해 증발되도록 하위-회로 No.2 기능을 반복한다. 에너지 보존 하위-회로 No.1의 압축기는 터빈(246)에 의해 작동되며 에너지 보존 하위-회로 No.2의 압축기는 스트림(214a)으로부터, 과열기(215)로부터, 고압 및 고온 작동 매체 스트림(445)을 수용하는 터빈(446)에 의해 작동하고, 이미 사용된 작동 매체(447)는 다른 작동 매체의 스트림에 추가되어 열교환기(204 또는 304)에서 응축된다. 상기 계획의 다른 배치가 제안되고 만들어질 수 있으며 이는 열교환기(204)에서 이미 사용된 작동 매체의 잠열을 위한 가능한 많이 보존 및 재활용을 위해 필요한 궁극적 기능을 수행할 것이다.
도 7에 도시된 대안 실시예에서, 열기관(200)은 가열 물질(501)의 고온 증기를 에너지 보존 및 재활용 시스템 압축기(231)로부터 열교환기 또는 단일 성분 작동 매체의 재가열기(221) 또는 분리 플래시 탱크(313)의 린 용제 순환 회로로 이송하는 수단을 추가로 구비한다. 가열 물질의 응축 증기의 온도는, 효율적인 열 이송 및 단일 성분 작동 매체 또는 린 용제의 비등(boiling)을 달성하기 위해, 단일 성분 작동 매체 또는 플래시 분리 탱크(213)의 바닥에서의 린 용제의 필요한 온도보다 10℃에서 15℃ 높아야한다. 응축된 가열 물질(502)은 적합한 낮은 수준으로 냉각시켜 저장 탱크(235)로 공급하기 위해 열교환기(과열기, 240)로 공급되도록 열교환기(202a)로부터의 응축된 가열 물질(232e)로 되돌아가고 추가되며, 에너지 보존 및 재활용 회로(가열 펌프 사이클)를 반복한다. 상기 계획의 운용은 전체 물질과 시스템(사이클)의 가열 균형을 유지하는 경계 내에서 수행되어야 한다.
도 8에 도시된 대안 실시예에서, 열기관(200)은 단일 성분 또는 다중 성분 작동 매체를 과열시키기 위해 더 높은 수준의 열 에너지를 고압의 증발된 작동 매체(214) 인터링(interring) 열교환기(215)로 생산하고 수송하기 위한, 에너지 보존 하위-회로 시스템(또한 열 펌프 이론으로 작동하는)을 추가로 구비한다. 에너지 보존 하위-회로는 부스터 압축기(602,booster compressor)를 구비하며, 이는 압축기(231) 배출구로부터 고압의 증발된 가열 물질(601) 스트림을 수용하고, 또한 적정 고압으로 압축하며, 상기 압축기(602)의 배출구에서 가열 물질(603)의 응축 포화 온도를 비례적으로 증가시킨다. 고압 및 고온의 가열 물질(603)은, 라이브(live) 매체 또는 고압 스트림 대신에, 작동 매체(214)의 온도를 원하는 수준으로 올리기 위해 과열기(215)로 공급된다. 가열 물질(603)은 과열기(215)에서 응축되고, 상기 가열기(604)를 빠져나오며, 이는 이때 가열 물질(233)의 응축된 스트림에 추가되며, 적정한 낮은 수준으로 냉각하기 위해 열교환기(209)로 공급되고 저장 탱크(235)로 보내진다. 저장 탱크로부터, 저온의 가열 물질(237)은 배출되고 적정 수준으로 감압되며, 열교환기(204)로 공급되고, 에너지 보존 주회로 및 하위-회로(가열 내부 사이클)를 반복한다. 작동 매체 터빈(607)은 압축기(602)를 위한 필요한 기계적 힘을 제공하도록 활용되며, 고압 및 고온의 과열된 작동 매체(606)의 스트림을 수용하며, 열교환기(204)에서 응축되기 위해 이미 사용된 작동 매체(608)는 다른 이미 사용된 작동 매체 스트림(203,247)에 추가되며 전력 생산 회로(내부 사이클)를 반복한다. 상기 계획의 운용은 또한 전체 물질 및 시스템(사이클)의 가열 균형을 유지하는 범위 내에 있어야 한다.
도 9에 도시된 대안 실시예에서, 열기관(300)은 이중 액체 펌프(701)를 추가로 구비하며, 상기 펌프(701)는 열교환기(319)의 배출구로부터 고압 린 용제(702)를 수용한다. 고압 린 용제는 저압 리치 용제(705)의 일부분을 펌핑하고 가압하기 위해 이중 액체 펌프(704)를 구동하며, 상기 저압 리치 용제(705)는 리치 용제 저장 탱크(306)에서 공급된다. 이미 사용된 저압 린 용제(703)는 이중 액체 펌프를 떠나며 열교환기(304)로 공급되도록 다른 저압 스트림(303,347,352)과 혼합된다. 압축된 리치 용제(706)는 이중 액체 펌프에서 배출되어 리치 용제 스트림(308a,308b)에 추가되며, 이는 전기 펌프(308)에 의해 압축된다. 스트림(308a)은 열교환기(309)로 공급되며, 반면 스트림(308b)은 열교환기(319)로 공급된다. 상기 열교환기 이후 상기 두 스트림들은 합쳐지고 열교환기(311)로 또한 분리 플래시 탱크(313)로 공급된다.
도 10에 도시된 대안 실시예에서, 열기관(200)은 작동 매체 저장 탱크(206)의 상부 또는 어떤 적합한 지점에 통기공(801,vent)을 구비하며, 상기 통기공은 단일 성분 또는 리치 용제 저장 탱크 내부의 압력을 제어하기 위해 사용된다. 작동 매체(801)의 배출된 증기는 부스터 압축기(802)로 공급되며, 상기 압축기(802)는 전기 모터로 구동되며 또한 열기관의 실시예(600)의 부스터 압축기(602)와 유사한 터빈에 의해 구동될 수 있으며, 다른 이미 사용된 작동 매체(203,247,608, 등)에 추가되기에 적합한 수준으로 재압축된 배출 증기의 압력을 증가시킨다. 액상 작동 매체 압력의 감소 제어를 통해, 단일 성분 그러나 바람직하게는 리치 용제의 온도는 작동 제어 및 새로운 시스템의 효율을 개선하도록 이용될 수 있다.
도 11에 도시된 대안 실시예에서, 열기관(200)은 직접 가열 열교환기(900)를 추가로 구비하며, 상기 열교환기(900)는 플래시 탱크 분리기(213)의 배출구로부터 고압 및 고온의 포화된 작동 매체(214)를 과열시키는데 사용된다. 고압 및 고온의 작동 매체 스트림(901, 또는 214)은 상기 열교환기(900)로 공급되며, 상기 열교환기(900)는 어떤 적절한 연료(904)와 공기(905)의 직접 연소에 의해 가열되며 필요한 에너지를 공급한다. 필요한 온도로 과열된 작동 매체(902)는 열기관으로써 필요한 전력 터빈(202,246,607, 등)으로 공급된다. 상기 실시예는 과열기(215)를 추가 및/또는 대체할 수 있다.
도 12에 도시된 대안 실시예에서 열기관(200)은 직접 가열 보일러(1000)를 추가로 구비하며, 상기 보일러(1000)는 열교환기(215,과열기)에서 작동 매체 고압 및 고온 스트림(214)을 과열하는 데 이용하기 위해, 그리고 적정 압력 스트림(1002)을 생성하기 위해 사용된다. 처리수 및 응축액(1005)은 저장 탱크(1004)에서 배출되고, 펌프(1006)에 의해 펌핑되며, 상기 보일러(1000)로 공급되고, 상기 보일러(1000)는 적합한 연료(1007)와 공기(1008) 공급을 통해 직접 연소로 가열된다. 발생된 스트림(1002)은 고압 및 고온의 포화된 작동 매체(214)를 과열하기 위한 필요한 에너지를 제공하기 위해 과열기(215)로 공급된다. 응축된 물(1003)은 펌프에 의해 처리되고, 압축되기 위해 다시 저장 탱크로 공급되며 가열 회로를 반복한다.
도 13에 도시된 대안 실시예에서, 열기관(200)은 압축기(231)로부터 더 높은 온도의 가열 물질 증기(1105)를 수용하고, 열교환기(256)를 통해 지나가며, 더 낮은 온도의 해수 스트림(255)에 의해 가열 물질 증기(1106)를 응축하도록 배치된 열교환기(256)를 추가로 구비한다. 응축된 가열 물질(1106)은 가열 물질 저장 탱크(235)로 추가된다. 열교환기(256)에서의 더 고온의 해수 스트림(257)은 대양 또는 바다로 되돌아간다.
도 13에 도시된 대안 실시예에서의 열기관(200)은 그러므로 본 명세서에서 설명된 바와 같이, 감압 시설(236a)을 통한, 저온 감압된 액상 가열 물질(엔-옥탄)의 증발 이중 기능 특징이며, 앞서 설명한 바와 같이, 압축기(231)에서 압축된 가열 물질 증기의 응축기일 수 있다.
도 14에 도시된 실시예의 열기관(200)은 응축된 각 압축 단계의 마지막에서 작동 매체의 배출 및 분리를 위한 녹아웃 탱크(802,knock out tank)를 가진 다단계 압축기 수단을 구비한다.
6- 새로운 전력 플랜트 시스템을 위한 적정 유체(물질)
본 발명에서 "작동 유체"로서 사용하기 적합한 물질은 순수한 성분, 다중-성분 또는 혼합된 성분일 수 있으며 다음의 두 가지 주회로 유체 중 하나의 기능을 수행하기 위한 목적이 될 수 있으며 선정될 수 있다;
a) 기계적인 일 및 전력 발생 회로를 위한 작동 매체
b) 에너지 보존 및 재활용 회로를 위한 가열 및 냉각 물질
두 가지 그룹 물질들의 기능 및 작동 거동이 서로 대조를 이룰 것으로 예상되고 요구되기 때문에, 이들은 따라서, 물질 그룹이 다르다. 하나의 물질 그룹(작동 매체)을 위한 유리하고 바람직한 열역학적 특징, 작동 행동 및 특성은 다음에서 설명된 바와 같이, 다른 그룹 물질(가열 및 냉각 물질)을 위해서는 가장 불필요한 특징과 특성일 수 있다.
6.1 "작동 물질"을 위한 적정 물질
새로운 시스템을 위한 기계적인 일 및 전력 생산 회로에서 사용되기 위한 작동 매체의 적정한 물질은 다음일 수 있다:
◎ 암모니아 또는 암모니아에 가깝거나, 또는 더 나은 적정한 열역학적 특징을 가진 어떤 물질과 같은 단일 성분 물질,
- 물은 랭킨 사이클 플랜트에서 주로 작동 매체로서 사용되며, 연료 연소 온도는 매우 높은 수준에 도달할 수 있으며 터빈에서 이미 사용된 수증기의 응축 온도는, 냉각수와 같이 해수 또는 강물 또는 대기의 사용을 허용할 만큼 충분히 높다,
◎ 작동 매체를 위한 다중 성분 유체는, 암모니아-물 혼합물과 같은, 넓은 범위의 상호 가용성과 유리한 열역학적 특징을 가진 두 개 이상의 낮고 높은 끓는 물질의 혼합물을 구비한다.
◎ 작동 매체를 위한 다중 성분 유체는, 다양한 탄화수소, 다양한 프레온, 또는 다른 물질의 혼합물을 구비한다.
작동 매체로서 암모니아-물 혼합물과 같은 다중 성분 유체를 사용할 때, 낮은 비등 작동 매체 성분(WM)과 용제의 비등 온도 차이는 바람직하게 100K 이상이다.
순수한 암모니아, 순수한 수증기 그리고 암모니아-물 증기(기체) 혼합물은 적합한 열역학적 특성을 가지며, 넓은 범위의 압력 및 온도에서의 순수한 암모니아, 순수한 물 및 암모니아-물을 위한 엔탈피-농도 데이타와 도표를 가지며, 기술 문헌에서 쉽게 찾아볼 수 있고, 합리적으로 신뢰성있는 것으로 간주된다. 따라서, 순수한 암모니아 및 암모니아-물 혼합물은 적합한 물질로 간주되며 본 발명에서 사용되도록 선정되었다.
터빈에서 등엔트로피 팽창 시, 상태 방정식에 대한 상기 기체의 상태 단열 방정식에서의 높은 지수 값(k)으로 인해, 암모니아, 물 및 이들의 혼합 증기는 온도 감소 범위(유입 및 배출 온도 사이) 측면에서, 이론적이고 실제적인 더 긴 등엔트로피 팽창 경로를 보인다:
PVk = 일정 - 식(1)
여기서:
P - 의도된 과정의 시작에서의 기체 압력
V - 의도된 과정의 시작에서의 기체 체적
k - 단열 팽창 지수
단열 팽창 지수 k는 다음과 같이, 일정 압력(Cp)하에서 기체의 비열에 대한 일정한 체적(Cv)하에서의 상기 기체의 비열의 비로 표현된다:
k = Cp / Cv - 식 (2)
온도 288K(15℃)에서 암모니아의 (k) = 1.310,
온도 388K(115℃)에서 수증기의 (k) = 1.315 이며 암모니아-물 혼합물의 (k)값은 또한 1.315로 예상된다.
암모니아에 대해 온도 380K이상의 고온에서 그리고 수증기에 대해 450K이상의 온도에서, 팽창 지수(k)의 값은 감소하고 1.315보다 상당히 낮을 수 있다. 300K이하의 낮은 온도에서, 암모니아와 수증기 둘 모두의 팽창 지수(k) 값은 1.315보다 증가한다. 이러한 특성은 터빈을 통해 팽창 암모니아와 수증기(기체)로부터 더욱 많은 일과 에너지를 추출하는데 매우 유용하며 본 명세서의 열역학적 분석 부분에서 설명된다.
앞서 언급한 바와 같이, 순수한 암모니아와 암모니아-물 혼합물은 적합한 열역학적 성질을 가지며 본 발명을 위한 작동 매체(실시예로서)로서 선정되었다,
- 단일 성분 시스템 구성을 위한 순수 암모니아
- 다중 성분 시스템 구성을 위한 암모니아-물 혼합물
6.2 "가열 물질"을 위한 적정 물질:
새로운 전력 플랜트 모델에서의 에너지 보존 및 재활용 시스템(열 펌프 이론)의 사용은 작동 사이클(에너지 절감) 내에서 최대한 및 바람직하게 유도된 열 에너지 모두를 보존하고 재활용하는 것을 목적으로 한다. 제안된 전력 시스템 내에서 경제적으로 보존되고 재활용될 수 있는 에너지의 양은 많은 요인들에 의존하나, 특히 다음과 같이, 채용된 가열 물질의 물리적 열역학적 특성과 회로의 선정된 작동 조건에 따른다:
a) 일반화된 상태 단열 방정식(k 대체)에서의 지수(n) 값:
PVn = 일정 - 식 (1a)
- 지수(n) 값은, 더 높은 시스템 효율을 얻기 위해(열역학적 분석 부분에서 설명되는 바와 같이), 가능한 낮고, 바람직하게는 1.0655 이하인 것이 바람직하다,
b) 저온 저장소 온도 Tcold에서 가열 물질의 증발 잠열,
- 가열 물질은 저온 저장소 온도에서 높은 증발 잠열을- 380kJ/kg(90.77kcal/kg) 또는 그 이상을 가지는 것이 바람직하다,
c) 진공 상태를 포함한 저온 저장소 온도 Tcold에서 선정 물질의 적정 비등점,
- 물질의 상태 방정식에서 낮은 값의 단열 지수(n)를 갖는 대부분의 물질들은 높은 분자량과 높은 비등점을 갖는다. 상기 물질은 진공 상태의 저온 저장소의 적정 온도에서 아마도 증발될 필요가 있을 것이다,
d) 어는점 또는 응고점,
- 선정된 가열 물질(순수 물질 또는 혼합물)의 어는점은 어떤 예상치 못한 시스템 결빙을 피하기 위해 저온 저장소 온도에 충분할 만큼 낮아야(적어도 몇도 K로) 한다,
e) 저온 저장소 온도 Tcold에서 고온 저장소 온도 Thot로의 에너지 상승을 위해 필요한 작동 온도 범위,
- 온도 상승의 필요 범위는 에너지 보존 및 재활용 시스템 압축기 "성능 계수 COP (열 펌프 이론)"가 바람직하게 7 이상으로 유지되는 것이어야 한다,
f) 필요시, 에너지 보존 및 재활용 시스템 압축기(열 펌프)로 공급되기 이전 저온 가열 물질을 예열하기 위한 과열 과정의 사용,
g) 작동 조건은, 압축 과정 중 압축기 내부에서 가열 물질 응축의 수용 못 할 수준을 피하도록 선정되어야 한다,
적정 열역학적 특성을 가진 많은 물질들이 있으며, 다음과 같은 가열 및 냉각 물질로서 사용될 수 있다:
- 엔-옥탄(n-Octane) C8H18 CH3-(CH2)6-CH3
- 엔-헵탄(n-Heptane) C7H16 CH3-(CH2)5-CH3
- 이소- 옥탄(Iso-Octane) CH3-CH(CH3)-CH2-CH2-CH2-CH2-CH3
- 디에틸에테르(Diethly ether) CH3-CH2-CO-CH2-CH3
- 디에틸아민(Diethlyamine) CH3-CH2-NH-CH2-CH3
- 엔-부틸아민(n-Butylamine) CH3-CH2-CH2-CH2-NH2
- 엔-펜틸아민 (n-Pentylamine) CH3-CH2-CH2-CH2-CH2-NH2
- 엔-펜틸알콜 (n-Pentyl Alcohol) CH3-CH2-CH2-CH2-CH2-O-H
- 엔-부틸포름산 (n-Butylformate) CH3-CH2-CH2-CH2-O-COH
- 디에틸케톤 (Diethylketone) CH-CH2-CO-CH2-CH3
- 다른 적정한 물질의 공비 혼합물(Azeotropes)
- 적정 물질의 혼합물
등등
에너지 보존 물질과 같이, 선정을 위한 상기 물질의 어떤 중요한 열역학적 특성은 기계적인 일 및 전력 생산 회로의 작동 매체(암모니아 및 수증기)의 동일한 열역학적 특성과 대조를 이루도록 선정되며 매우 필요하다. 예를 들어, 다음의 증기 및 기체 상태 방정식에서의 지수 (k) 또는 (n) 값은:
PVn = 일정 - 식 (1a)
작동 매체를 위한 지수(n) 값이 가능한 크고 이상 기체 값 1.4에 가까워져야 하지만, 에너지 보존 및 재활용 물질(가열 물질)의 경우, 지수(n)의 값은 가능한 낮고 이상적으로 n = 1.065 이하이어야 하는 것이 바람직하다.
상기 낮은 지수(n) 값은 관련된 가열 물질의 등엔트로피 압축 및 팽창 과정이 상기 작동 매체로부터의 다른 행동을 보여줄 것을 수반하며, 상기 작동 매체는 높은 지수(n)값 바람직하게는 1.315보다 높은 값을 가지도록 선정된다. 상세한 설명은 다음의 작동 매체와 가열 물질에 대한 열역학적 분석 부분에서 주어질 것이다.
압력 및 온도에 대한 넓은 범위 하에서의 엔탈피, 엔트로피, 비체적, 등 순수한 엔-옥탄 및 많은 다른 유사한 물질에 대한 데이터는 기술 문헌에서 쉽게 구할 수 있으며 상당히 신뢰할만한 것으로 여겨진다. 순수한 엔-옥탄은 적절한 열역학적 특성을 가지며 본 발명에서 가열 물질로서 사용되도록(예시로서) 선정된다.
7. 새로운 전력 플랜트, 본 발명의 열역학적 분석:
"아탈라 하렌 사이클(Atalla Harwen Cycle)" 내에서,
본 발명의 자세한 분석은 하기에서 설명된 도면(3, 4, 5, 6, 7, 8, 9, 10, 12, 13, 14, 15, 16, 17, 18, 19, 21, 22, 23, 24, 25, 26, 27, 28, 29, 30, 31)과 함께, 수행된다.
도 4에 도시된 본 발명의 실시예는 단일 성분 작동 매체를 위한 것이며 참조 예시 및 새로운 시스템(전력 플랜트) 산출 및 분석을 위한 근거로서 이뤄진다. 적정한 단일 성분 작동 매체의 실시예는 "순수한 암모니아"이며 시스템 분석 및 산출을 위한 작동 매체(WM)로서 선정되었다. 적절한 단일 성분 에너지 보존 및 재활용 시스템 물질(가열 물질 HE)의 실시예는 엔-옥탄이며 시스템 분석 및 산출을 위해 선정되었다.
계산 및 분석의 흐름을 단순화하기 위해 그리고 새로운 플랜트 운용과, 매개 변수 그리고 다른 성분을 가진 장치의 각각의 개별 부분 및 상호 작용을 다루기 위해, 또한 도 3에 도시된 열기관(200)의 전체 통합된 실시예를 결합시키며, 계산은 터빈(또는 터빈들)을 통해 작동 매체 암모니아의 선정된 유량 1.0kg/s에 대해 이루어진다. 상기 유량은 또한 기계적인 일 및 전력 생산 회로의 모든 다른 성분을 통과하는 암모니아의 유량이다.
더욱이 계산을 가능하게 하기 위해, 요구되는 적절하고 개별적인 작동 변수(parameters) 및 조건들의 설정 예시가 또한 전력 플랜트의 기계적인 일 및 전력 생산 회로를 통해 진행되는 작동 매체 암모니아에 대해 선정되었다.
두 회로 사이의 열기관(200)의 장치의 각 공동 부분을 통과하는 에너지 보존 및 재활용 물질 엔-옥탄(가열 물질)의 상응하는 필요 유량과 적절한 작동 조건은, 작동 매체 암모니아의 유량 1.0kg/s을 만족시키도록 계산되고 고정되며, 각 장치의 관련된 부분의 유입구 및 배출구에서 암모니아의 고려사항 매개 변수의 관계가 되게 한다. 오직 에너지 보존 및 재활용 회로에 특정한 장치의 다른 부분을 통과하는 엔-옥탄의 유량 및 적절한 조건은, 새로운 전력 플랜트 운용의 합리적인 "예시"를 제공하기 위해 적용되었고 계산되었으며 폐회로를 완수하는 것을 의미하며 원하는 값을 도출하기 위한 것을 의미한다.
기초적이고 현실적인 가정의 설정은 원하는 바와 같이, 열기관(200) 장치의 각 개별 부분의 다른 필요한 작동 변수의 계산이 가능하도록 추가로 설정되었다.
상기 목적을 위한 엑셀 프로그램(Excel program)은 또한, 모든 플랜트 장치를 포함하고, 가정에 기초하며, 상기 장치 및 전체 시스템의 개별 부분의 질량과 에너지 균형을 계산하고 계산 결과를 도출하기 위한 목적을 가진, 새로운 전력 플랜트 처리 과정 데이터 및 매개 변수를 모델링하고(modelling) 계산하기 위해 도출 및 구성된다. 표 1은 모델링 결과를 나타낸다.
모든 가정의 목록은 또한 엑셀 모델 계산에 나타나 있다.
시스템 압축기(COP)의 단위 전력 당 유용하게 사용된 저온 저장소에서 고온 저장소로 증가된 에너지량에 관한 시스템 실행과 또한 제안된 전력 플랜트의 모든 장점과 기준 및 타당성을 평가하기 위해 분석된다.
과정에 대한 더 나은 이해와 평가를 위해 열역학 및 그 영향, 그리고 두 회로의 모든 구성에 대한 매개 변수의 상세한 분석 및 계산은, 아래와 같이 구성되고 분석되며, 또한 엑셀 프로그램 모델링 결과와 매게 변수 계산 및 결과로의 접근을 반영하고 보완한다.
A- 기계적인 일 및 에너지 생산 회로의 분석:
앞서 나타낸 것과 같이, 암모니아의 상태 단열 방정식에서:
PVk = 일정 - 식(1)
그리고:
k = Cp / Cv - 식(2)
그러나,
어떤 증발된 물질 또는 기체에 대한 상태의 일반화된 방정식에서, (k)는 (n)으로 대체되고 단열 방정식을 다음과 같이 표현된다:
PVn = 일정 - 식(1a)
또한 관련되고 단수화된 상태 방정식은:
여기서,
P1은 압축과정 시작에서의 기체 압력
P2는 압축과정 마지막에서의 기체 압력
V1은 압축과정 시작에서의 기체 체적
V2는 압축과정 마지막에서의 기체 체적
T1은 압축과정 시작에서의 기체 온도
T2는 압축과정 마지막에서의 기체 온도
그리고:
n = Ln(P2/P1) / Ln(V1/V2) - 식 (5)
식 3과 식 4는 단열 조건과 또한 암모니아 증기의 등엔트로피 팽창 또는 압축을 나타내는 것이며, 과정이 외부로부터 팽창 시스템으로 에너지 도입 없이 발생하므로 전체 엔트로피 변화를 예상할 수 없다.
앞서 나타낸 바와 같이, 기계적인 일 및 전력 생산 회로에 대해 적합한 것으로 간주되는, 작동 조건과 매게 변수의 어떤 가정 설정은 작동 조건의 상응하는 설정과, 에너지 보존 및 재활용 회로의 크기와 작동 모드에 영향을 주므로, 먼저 설명된다.
도 15에서는, 순수한 암모니아의 온도-엔트로피(T-s) 선도가 도시되며, 위치별 상태와 상호 변화 구간이 도시된다:
a- 액체 상태 구간, 여기서 암모니아는 항상 액체 상태이다,
b- 액체-증기 혼합 상태 구간, 여기서 암모니아는 혼합된 액체와 증기의 혼합된 상태의 평형 상태로 존재한다,
c- 증기 상태 구간, 여기서 암모니아는 항상 기체 상태이다.
선도는, 액체 암모니아의 엔트로피는 증가하는 포화 온도 곡선 A-B-Tcr을 따라 증가하는 반면, 암모니아 증기의 엔트로피는 증가하는 포화 온도, 선 D-C-Tcr으로 감소하는 것을 나타낸다. 따라서 암모니아의 액체 및 증기 상태 모두의 엔트로피가 수렴되고 같아지는, 오직 하나의 포화 온도(점)을 예상할 수 있으며, 상기 포화 온도점은 임계온도(Tcr)에 있다. 그러나, 만일 전체적으로 증발된 암모니아가 어떤 점에서 포화 증기 선 Tcr-C-D을 따라 과열되게 될 경우, 과열된 암모니아 기체의 엔트로피는 증가하는 온도를 따라 증가한다. 과열된 암모니아 기체의 엔트로피 경로는 액체 암모니아의 엔트로피 경로와 함께 동일한 방향(어떻게든 평행으로)으로 움직이며(흘러가며), 포화 증기의 엔트로피 경로로 넓게 분기한다. 과열된 증기 엔트로피 선과 포화 증기 엔트로피 선으로 형성된 교차 각은 일반적으로 암모니아에 대해 둔각이며 90도 각도에 가깝거나 훨씬 크다. 만일 충분히 높은 온도로 과열된 경우, 상기 암모니아 기체의 과열되고 포화상태의 분기한 엔트로피 선은 등엔트로피 팽창 경로를 연장하며, 상기 팽창 기체로부터 더 많은 에너지를 추출하기 위한 기회를 만든다. 이는 낮은 분자 구조(더 낮은 원자)와 질량을 가진, 수증기, 암모니아, 메탄, 일산화탄소 등과 같은, 증기와 기체(물질)의 일반적인 열역학적 특징이다.
선정된 실시예에서, 이러한 암모니아의 유리한 열역학적 특성은 단단(one stage) 또는 다단(multi stage) 터빈일 수 있는, 도 3의 터빈(202)을 통과하여, 선정된 7.135MPa(71.35bar)의 높은 압력에서 이미 사용된 증기의 0.55077MPa(5.5077bar)의 낮은 압력으로 팽창하는 암모니아 기체와 증기로부터 전력 생산을 위해 활용된다.
도 16에는, 암모니아의 T-s 선도와, 다음을 포함하는, 관련된 열역학적 전력 생산 폐회로의 예상 단계가 도시되어 있다:
- 액체 암모니아의 펌핑 A-A1
- 액체 암모니아의 가열 A1-B
- 암모니아 증발 B-C, (일정 고압 하에서의 상변화)
- 암모니아의 과열 C-E,
- 암모니아의 등엔트로피 팽창 (단단 터빈), E-D, 그리고,
- 이미 사용된 암모니아의 액체로의 응축 및 점 A로 복귀, D-A,
(일정한 낮은 압력 하에서의 상변화)
한 사이클 완성하고, 암모니아를 펌핑하는 다음 사이클을 시작하며, 그리고 전력 생산 회로의 단계들을 계속해서 반복한다.
그러나, 이러한 선정된 실시예의 조건에서, 암모니아 터빈은 중간 과열 단계를 갖는 이단 타입으로서 선정되고, 터빈은 암모니아 팽창 단계 모두에서 기계적인 일을 생산하고 전기 전력을 발생한다. 에너지 및 온도의 양에 관한 가능한 에너지의 열적 조건 내에서, 기계적인 일 및 전력 발생 회로의 적절한 작동 조건의 선정되는, 새로운 전력 플랜트는 높은 등엔트로피 효율을 얻기 위해 작동될 수 있다. 에너지원 온도에 따라 가능한 과열은 팽창 과정의 등엔트로피 효율에 영향을 미친다. 여기서 390K(117℃)의 포화 온도 이상으로 과열될 수 없으며, 또한 시스템 등엔트로피 효율은 매우 낮아질 것이며(아마도 70% 이하) 터빈 내에서 암모니아의 적절한 응축이 예상된다. 그러나, 만일 에너지원의 온도가 어느 수준으로 고압 암모니아 증기를 과열시키는 것이 가능하다면, 터빈을 통해 등엔트로피 팽창을 겪을 때, 팽창된 암모니아 증기의 최종 온도는 터빈에서 이미 사용된 증기의 선정된 출구 압력에서의 암모니아 증기의 포화 온도와 일치할 것이며, 다음과 같이, 상태 방정식의 계산에 기초하여, 등엔트로피 효율은 실제로 100%에 달할 수 있다:
PVn = 일정
온도 범위 295K에서 400K에서,
암모니아 및 수증기 지수 : n = k = 약 1.312 - 1.245,
만일 암모니아 증기가 포화 압력 -도 15a의 과정에 대한 터빈에서 71.35bar에서 5.5077bar의 압력으로 팽창된다면, 이때 터빈을 가로지르는 온도 강하는, 방정식 3과 4에 대해, 그리고 다음의 가정에 대한 것이다:
압력 5.5077bar에서의 암모니아 포화 온도는 280K,
압력 71.35bar에서의 암모니아 포화 온도는 380K이며,
이러한 조건에서 n(k)의 평균 값은 1.285
Lg(5.5077 / 71.35) = n x Lg(V1/V2), 및: Lg(V1/V2) = -1.124237/1.2850 = -0.865994(V1/V2) = 0.13633874
그리고:
T2 = 380 x (0.13633874)^0.285 = 380 x 0.5665988 = 215K
T2 = 215K
그러나, 압력 5.5077bar에서의 암모니아 증기의 포화 온도는, 겨우 약 280K이고, 다음에 의해, 이론적으로 계산된 최종 팽창 온도가 최종 팽창 압력하에서 포화 온도보다 충분히 낮아지는 수단이 된다:
280 - 215 = 65K
또한 71.35bar의 포화 압력으로부터 5.5077bar의 포화 압력으로 터빈 내에서의 암모니아 증기의 팽창 과정의 온도는 도 15a의 점 C에서 점 D로의 포화 경로의 온도를 따를 것으로 예상된다. 따라서 전체적인 이론적 등엔트로피 팽창 경로는 팽창 과정이 215K 대신 280K 온도로 마무리되고 끝나는 것과 같이, 온도 65K까지 짧아졌다(감소됐다). 등엔트로피 팽창 경로의 축소와 팽창 과정의 효율은 다음과 같다:
(n-1) = (Log 0.736842) / (Log 0.13633874)
n-1 = -0.1326255 / -0.8653807 = 0.1532568
n = 1.1532568
등엔트로피 효율(ηis)은 약 :
(ηis) = (0.1532568 / 0.285) ㅌ 100 = 53.77%
따라서
T2 = 380 x 0.7368423 = 280K
71.35bar의 압력과 380K 온도에서, 5.5077bar와 280K의 상응하는 포화 온도의 포화 조건으로 연속된 팽창 과정을 지속시키기 위해, 암모니아 증기의 적정량은 응축되어야하고 남아있는 팽창한 암모니아 기체로 잠열을 발산해야 한다. 암모니아의 이용가능한 데이터에 따라, 암모니아 증기의 약 26.25%는 5.5077bar의 팽창 압력에 도달하도록 응축될 필요가 있을 것이다. 터빈 내부의 암모니아의 높은 필요한 이론적 응축은 암모니아의 팽창 체적의 상당한 감소로 이어지며, 생산된 기계적인 일에서의 비례적인 감소로 이어지고 과정에서의 등엔트로피 효율 감소로 이어질 것이다.
포화 조건에서의 팽창 과정 중의 암모니아 응축에 대한 주요 원인은 (아마도), 암모니아 증기의 엔트로피가 온도 감소에 따라 증가하며, 팽창 및 냉각 과정을 지속하기 위한 많은 량의 에너지가 필요하다는 것이다. 압축된 암모니아 증기의 저장된 압축 에너지는 다음과 같이, 필요한 팽창 기계적인 일(Wex)의 수행을 만족하기 충분치 않다:
(Wex) = PdV
그리고 엔트로피(Een)는 과정의 팽창 범위 내에서 증가한다:
(Een) = Tds
에너지의 부족한 양은 암모니아 증기의 응축된 부분의 응축 잠열의 방출로부터 만족되며 과정은 터빈에서의 암모니아 증기의 미리 선정된 배출구 배압으로, 예를 들어 5.5077bar로, 계속된다.
이런 이유로, 5.5077bar의 포화 압력과 280K의 온도에 도달하도록 압력 71.35bar에서 팽창하는 암모니아를 위해서는, 터빈 내부의 암모니아 응축 없이, 암모니아에 대한 발간된 기술 문헌에 따라, 약 496.5K의 온도로 암모니아를 과열하는 것이 필요하다. 496.5K로 과열된 온도에서,
- 과열된 암모니아의 엔트로피는 10.235kJ/kg/K
- 또한 280K에서 포화된 암모니아의 엔트로피는 10.235kJ/kg/K
상태 방정식에 대한 과열 온도는:
이런 이유로:
Lg(71.35/5.5077) = n x Lg(V2/V1), 그리고 : Lg(V2/V1) = 1.1532568/1.2750 = 0.90451514
(V2/V1) = 8.02629536 및:
T2 = 280 x (8.02629536)^0.275 = 280 x 1.773134 = 496.5K
T2 = 496.5K
계산된 필요한 과열 온도 496.5K는, 기체 및 증기의 상태 방정식(더 높은 온도 범위 내에서)에서, 전체 지수값 n=1.275로 계산된, 공개된 암모니아 기술 데이터에 상당히 가깝다. 100% 지수 값에서 이론적으로 계산된 온도에 따른 암모니아의 최종 팽창 온도와 일치하는 것은, 팽창 과정을 100% 이용하는다는 것이며 터빈 내부의 작동 매체 암모니아 응축의 효과로 손실이 없다는 것을 의미한다. 71.35bar에서 5.5077bar로의 암모니아의 등엔트로피 팽창 온도 강하(델타 T)는:
델타 T = 496.5 - 280 = 215.5K
필요한 과열 에너지(Esup)는 포화(hsat) 시작 조건과 과열 과정(hsup)의 마지막에서의 암모니아 엔탈피로 계산된다:
(hsat) = 452.7kJ/kg 그리고 (hsup) = 940kJ/kg, 따라서:
(Esup) = 930 - 482.7 = 477.3kJ/kg(114.02kcal/kg)
터빈을 통한 암모니아의 등엔트로피 팽창 중, 도입된 과열 열에너지는 다음으로 설명된다:
a. 팽창 과정 중, 터빈 내에서의 암모니아 응축을 방지하는 것은, 5.5077bar의 배압과 280K의 포화 온도에서 터빈으로부터 이미 사용된 상태를 배출구에서 증기로 남으며, 에너지의 필요한 양은 다음과 같다:
500 - 452.7 = 47.3kJ/kg(11.299kcal/kg)
b. 암모니아 등엔트로피 팽창으로부터 예상된 터빈 기계적인 일을 제공하는 것, 에너지 양은 다음과 같다:
940 - 500 = 440kJ/kg (105.11kcal/kg)
따라서, 포함된 등엔트로피 팽창 과정과 암모니아 기체의 팽창 온도 범위는 상당히 길어지고 넓어진다. 만일 상기 팽창 조건이 실제 산업 현장에 적용될 수 있다면, 팽창 암모니아 기체의 단위 질량으로부터 상당량의 네트(net) 에너지의 추출을 야기할 것이다. 팽창 암모니아 기체 전체에서의 기계적인 일 추출은 응축 없이 과정의 마지막과, 체적 감소(수축) 그리고 액체와 증기 상태 사이의 엔트로피 분리-붕괴로 이어진다. 시스템의 이론적 열 효율(ηth)은 다음과 같다:
(ηth) = 440 / 1600 x 100 = 27.5%
상기 효율은 관련된 낮은 온도 수준의 에너지원으로 작동되는 상기 시스템에 비해 상당히 높은 것으로 판단된다.
그러므로 터빈 내부의 작동 유체 응축이 없을 때, 등엔트로피 효율은 터빈 내부 암모니아의 응축 감소에 따라 증가하며 최대(이론적으로 100%)가 될 것으로 예상된다.
한편, 만일 암모니아 증기가 압축되면(등엔트로피 과정으로), 최종 압축 압력의 포화 온도보다 더 높은 온도의 압축된 물질이 예상된다. 만일 암모니아가 5.5077bar(도 16 및 17의 T-s 선도의 점 D의)의 포화 압력에서 압축되면, 이때 압축 경로는 오직 과열 선 D-E를 따를 것이며, 최종 압축 온도는 선 C-D의 포화 압력에 상응할 것이다. 만일 예를 들어, 최종 압축 압력이 71.35bar일 경우, 이때의 암모니아 기체의 최종 압축 온도는 496.5K가 될 것이며, 이는 다음의 식에 따라, 380K의 포화 온도 이상의 수준으로 과열된 것으로 예상된다:
T2 = 280 x 1.77313443 = 496.5K
T2 = 496.5K
포화 상태에서의 등엔트로피 압축 과정 중 암모니아 과열의 주요 원인은 암모니아 증기 엔트로피가 온도 증가에 따라 감소하고, 압축 시스템으로 여분의 에너지가 방출된 것이다. 압축일 에너지(Wcomp)는 다음과 같이 표현된다:
(Wcomp) = PdV,
이에 더해 엔트로피 에너지 방출(Eentr)은:
(Eentr) = Tds
상기는 온도 K의 전체 증가에 대한 암모니아의 필요한 내부 에너지 증가분(dU)보다 더 크다.
dU = Tds - Pdv - 식 (6)
에너지의 잔여량은 압축된 암모니아 증기로 방출되고 증기를 기체로 과열시키며, 과정은, 예를 들어 71.35bar의, 압축기에서의 미리 선정된 배출구 압력으로 계속된다.
만일 암모니아 증기가 5.5077bar의 압력(도 17의 점 D)으로 (등엔트로피 과정으로)압축될 경우, 이때의 압축 과정은 다음과 같이, 두 가지 경로를 취할 수 있다:
a- 선 D-E를 따르는 5.5077bar의 포화 압력 점 D에서의 직접 등엔트로피 경로, 그리고 경로 D-E의 임의 점에서 암모니아는 과열된다. 점 D에서 초기 시작 양에서 암모니아 증기 및 기체의 양은 증가하지 않으며, 과정은 상기 설명과 같이 진행된다,
b- 압축의 과열 영향을 억제하기 위해 압축기로 액체 암모니아를 연속적으로 추가(주입)하는 것이 필요한, 포화 선 D-C를 따르는 경로. 액체 암모니아의 연속적인 양은 과열 에너지를 흡수하여 증발되고 이때 상기 증기는 또한 다음 압축 과정 단계에서 과열될 것이며 점 C의 최종 압력에 도달할 때까지 더 많은 액체 암모니아가 필요할 것이다.
최종 압력 71.35bar과 포화 온도 380K(점 C)에 도달할 때까지, 압축된 암모니아 증기의 과열을 억제하기 위해, 등엔트로피 압축 과정 중 압축기로 주입이 필요한 액체 암모니아의 정확한 양은, 만일 71.35bar(점 C)에서 고압의 포화된 암모니아 증기의 최종 양이 5.5077bar(점 D에서)의 압력으로 다시 팽창될 경우의 응축되는 암모니아의 양과 동일하다. 필요한 주입 액체 암모니아와 압력 및 온도의 초기 조건은 압력 5.5077bar와 온도 280K 온도의 증기 조건과 동일해야 한다. 그러므로 압축 과정의 시작에서의 초기 증기량에서 암모니아 증기량(중량)이 상당히 증가한다. 도 16의, 점 D에서 점 C로의 압축의 마지막에서 암모니아 1kg을 가지기 위해, 증기 암모니아 점 D는 약 0.74kg이 되고 점 G에서의 액체(응축액) 암모니아의 양은 약 0.26kg이 될 것이다. 증기가 압축되고 주입된 응축액과 최종 압축 압력이 점 C에서 71.35bar에 도달하면 암모니아 증기량은 1kg이 될 것이다.
도 17의 상기 압축은 또한 다음을 위해 상당한 양의 에너지가 필요할 것이다:
- 점 D에서 점 C로의 암모니아 1kg에 대한 엔탈피 증가,
- 25% 이상, 또는 점 C에서의 암모니아 증기 1kg 당 약 0.25kg의 증발,
암모니아 특성에 따라 필요한 에너지 양(압축일, Wcomp)은, 다음과 같이, 압축기의 유입구(hainl)와 배출구(haout) 점 사이의 구에서의 암모니아의 엔탈피 차이일 것이다:
(Wcomp) = (haout) - (hain)
(Wcomp) = 200 - 452.7 = -252.7kJ/kg(-60.367kcal/kg)
대부분의 상기 일(에너지)은, 다음과 같이, 실제로 0.25% 액체 암모니아(Wliq)의 가열과 증발을 위해 필요하다.
(Wliq) = (-730.9 - 452.7) x 0.25 = -295.9kJ/kg(-70.688kcal/kg)
증기 부분이 실제로 엔탈피 일부를 손실할 때(Wvapl), 이는:
(Wvapl) = (506 - 452.3) x 0.75 = 40.275kJ/kg(-9.621kcal/kg)
그리고:
-295.9 - (-40.275) = 255.6kJ/kg(61.066kcal/kg)
상기 두 산출된 값은 상당히 가깝다.
이는 또한 압축을 위한 상당한 양의 전력(일)이며, 따라서 암모니아는 전력 발생을 위한 더욱 적절한 작동 매체로서 여겨진다.
A.1 암모니아 순환으로부터 발생한 전력:
열기관(200)의 실시예에 따라, 그리고 두 단계의 터빈에서의 암모니아 팽창의 가정 조건과, 발생된 전력은 다음과 같다:
단계 No.1:
유입 압력 71.35bar, 유입 온도 426K
배출 압력 25.0bar, 배출 온도 331K
등엔트로피 효율 88%,
전력 발생 154kJ/s 또는 (kJ/kg)
단계 No. 2:
유입 압력 25.0bar, 유입 온도 400K
배출 압력 5.5077bar, 배출 온도 280K
등엔트로피 효율 90%,
전력 발생 215.1kJ/s 또는 (kJ/kg)
암모니아 팽창의 모든 단계에 의해 생산된 총 전력(Wgen)은 다음과 같다:
(Wgen) = 154 + 215.1 = 369.1kJ/s 또는 (kJ/kg)
(Wgen) = 369.1 x 0.001 = 369.1MW
B- 에너지 보존 시스템 회로의 분석,
다음으로 적절한 가열 물질을 가진 에너지 보존 및 재활용 회로가 설명되고 분석된다. 상기 회로는 제안된 전력 시스템의 가장 중요한 신규 부분이며, 상기 회로를 위한 작동 유체와 같은 선정된 가열 물질은 엔-옥탄이다. 상기 회로는, 전력 발생 회로(중첩된)가 결합될 때, 제안된 새로운 "아탈라 하렌 사이클(Atalla Harwen Cycle)"을 형성할 것이다.
도면 21,22,23,24,25,26,27,28,29 및 30에는 엔-옥탄(n-Octane)의 다른 다양한 온도-엔트로피(T-s) 선도가 도시되어 있다.
도 22에는 순수한 엔-옥탄의 온도-엔트로피(T-s) 선도가 도시되며 상기 선도의 상태 존재와 상호 변화의 범위가 도시된다:
d- 엔-옥탄이 항상 액체 형태인, 액체 상태 구간,
e- 엔-옥탄이 액체와 증기가 혼합된 평형 상태로 존재하는, 액체-증기의 혼합 상태 구간,
f- 엔-옥탄이 항상 증기 상태로 존재하는, 증기 상태 구간,
도 22에는 액체(선 A-D-Tcr)와 증기(선 B-C-Tcr) 모두를 위한 엔-옥탄의 엔트로피는 온도 증가에 따라 증가한다. 증기와 액체의 엔트로피 경로 선은 동일한 방향으로 이동하지만, 또한 모여지고 최종적으로 타원형 타입(형상)의 상단 곡선의 임계 온도(Tcr)에서 만난다. 따라서, 다른 온도에서 포화 증기와 포화 액체 선이 교차하는 등엔트로피 선의 무한수가 예상된다. 온도(열역학적 특성) 증가에 따른 엔-옥탄의 증기 상태의 엔트로피 증가는 도 16의 선 D-C-Tcr(작동 매체 부분에서 앞서 설명한 바와 같은)의 온도 증가에 따라 증기 엔트로피가 감소하는, 수증기, 메탄, 일산화탄소 등과 같은, 동일한 암모니아 및 다른 낮은 분자량의 증기 및 기체의 특성과 대조를 이룬다. 온도 증가에 따른 암모니아 및 엔-옥탄 증기의 엔트로피의 대비되는 방향은, 상기 두 물질의 증기 및 기체의 압축 및 팽창 과정 중 다른 열역학적 거동과 특성을 입증하는 것이다.
앞서 설명된 바와 같이 그리고 암모니아의 상태 방정식에서의 지수(n)의 높은 값(n=1.312)으로 인해, 암모니아 증기의 높은 압력으로의 등엔트로피 압축은, 최종 압축 압력에서의 포화 온도보다 훨씬 더 높은 온도로의 증기 과열을 야기한다. 앞서 언급한 바와 같이, 암모니아 증기가 포화 압력 5.5077bar에서 71.35bar로 압축될 때, 압축된 증기의 온도는 496.5K가 될 것이며, 반면 71.35bar에서의 암모니아의 포화 온도는 단지 380K이다.
그러나, 도 22의 선 B-C1에서와 같이, 임의의 특정한 압력에서 엔-옥탄 포화 증기의 더 높은 압력으로의 등엔트로피 압축 과정은 증기 포화 선 B-C의 임의 점으로부터 Tcr 가까이 수직 방향을 취할 것이며, 엔-옥탄의 액체-증기 상태 구간 내에 있다. 따라서, 압축 과정은 압축기 내로의 엔-옥탄 증기의 어느 정도의 응축을 야기할 것이며 엔-옥탄 포화 증기의 최종 압축 온도는, 도 22의 점 C와 C1으로 도시된 바와 같이 더 높은 최종 압축 압력에서 증기 상태의 포화 온도와 항상 같다. 포화 조건에서의 압축 중, 엔-옥탄 증기와 유사한 물질의 응축은, 실제로 엔-옥탄의 응축된 부분은 압축 과정을 억제하기 위한 압축된 물질로의 잠열을 방출하고 최종 압력에서(열역학적 필요성) 포화 온도에 도달하기 위해 증기-액체 혼합물을 형성하는 온도를 연속적으로 증가시키는 것이 필요하다.
한편, 만일 엔-옥탄 증기가 더 높은 포화 압력 수준에서, 도 22의 점 C와 같이, 더 낮은 압력으로 등엔트로피 팽창을 겪을 수 있다면, 이때의 등엔트로피 팽창 과정은 또한 증기 포화 선 B-C의 임의의 점에서, 점 C와 같은, 가까운 Tcr로 수직 방향을 따라 진행될 것이며, 엔-옥탄의 모든 증기 과열 상태 구역 내에 있다. 따라서, 팽창 과정은 점 C에서 점 B1으로의 경로를 취할 것이며, 만일 최종 팽창 압력이 점 B의 포화 압력과 같이 선정된다면, 점 B1과 같은 수직 선의 점에서 끝나게 될 것이다. 비록 엔-옥탄 증기의 등엔트로피 팽창이 높은 온도로부터의 상대적인 냉각을 야기할지라도, 그러나 이는 최종 팽창 압력에서 과열 상태가 될 것이며, 점 B에서의 최종 팽창 압력의 포화 온도에 비해 훨씬 더 높은 온도가 될 것이다. 이러한 엔-옥탄 증기의 거동은 팽창 과정 중에서 암모니아 거동과 대조가 되며, 앞서 언급한 바와 같이, 도 16 및 17의 포화 선의 점 C로부터 팽창될 경우 암모니아 증기의 상당한 냉각과 응축을 야기한다. 두 물질의 증기 팽창의 대조적인 거동과 효과는 기체 및 증기의 단열 상태 방정식 No. 1과, 엔-옥탄의 적용으로 설명될 수 있으며 암모니아의 앞선 계산 결과와 비교될 수 있다.
PVn = 일정, 식(1a)
- 암모니아의 지수 n 은 1.315
- 엔-옥탄의 지수 n 은 1.0227
B1- 가열 물질 엔-옥탄의 열역학,
에너지 보존 및 재활용 회로를 위한:
다음으로, 상응하는 온도 변화에 따른, 에너지 보존 및 재활용 회로 압축기를 통한 압축 및 팽창 과정 중의 가열 물질 엔-옥탄의 열역학적 거동과 특성이, 설명되고 분석될 것이며, 결과는 해당 암모니아 거동과 비교될 것이다. 압력에 따른 엔-옥탄의 온도 변화 과정은 시스템 작동 및 경제적 가능성의 주요 지표 및 기준이 될 것이며, 다음의 상태 방정식에 대한, 열역학적 특성에 크게 의존한다:
PVn = 일정, 식(1a)
온도 범위 295K - 400K 에서의
엔-옥탄 및 유사한 물질을 위한, 지수 n = 약 1.0227
엔-옥탄의 상태 방정식에서의 지수(n)의 상대적으로 작은 값은, 엔-옥탄 및 유사한 물질을 압축할 때, 또는 상기 물질이 터빈을 통해 팽창될 때, 상기 물질이 지수 (n) 값 1.315를 갖는 암모니아와는 다른 열역학적 거동을 입증할 것으로 보인다.
예를 들어, 만일 도 22의 점 B의 포화 증기 온도 274K(1.0℃)에 상응하는 포화 압력 0.000466MPa(0.00466bar)으로부터, 도 22의 점 C의 포화 증기 압력 0.12218MPa(1.2218bar)인 압축된 포화 증기의 온도 405K(132℃)로 엔-옥탄 증기를 압축할 필요가 있다면, 다음과 같은, 엔-옥탄이 적용된 기체 및 증기의 상태 방정식에 대해, 압축 과정의 열역학은 정의되고 분석된다:
PVn = 일정, - 식(1a)
이때:
Lg 262.18888 = 1.0227 x Lg(V1/V2)
(V1/V2) = 231.70227
따라서:
T2 = 274 x (231.70227)^0.0227 = 274 x 1.1131576
T2 = 310.052K
그러나, 1.2218bar의 압력에서 엔-옥탄 증기의 포화 온도는 405K이며, 이는 필요한 온도 405K로 압축된 물질(엔-옥탄 증기-기체 혼합물)의 온도를 상승시키기 위한 시스템에서의 큰 에너지 부족이 있다는 것과 압축기 일에 의해 제공되지 않는다는 것을 나타낸다. 그러므로, 시스템 내에서의 내부 에너지원의 보충(재편성)이 있어야 한다.
도 22에는, 압력 0.00466bar(점 B)에서, 경로 B-C1을 따르는 1.2218bar로의 엔-옥탄의 등엔트로피 압축 과정 중, 엔트로피 변화로 계산되는, 약 47.43%의, 엔-옥탄의 상당한 응축이 나타난다(Gcon):
따라서, 압축 과정이 점 C에 도달할 때, 점 B에서 증기의 초기량의 오직 52.57%만이 증기 상태로 남게 될 것이다. 압축 과정 중, 엔-옥탄 47.43%의 많은 응축과 기체 체적의 비례 감소는 압축일의 필요량에 영향을 미칠 것으로 예상된다. 압력 0.00466bar에서 1.2218bar로 엔-옥탄 1kg을 압축하는 데 필요한 일은 압축 에너지 성분을 나타내는 구간과, 압축기에서의 배출구 생산 성분을 나타내는 구간, 그리고 다음과 같은, 열기관(200)과 도 3의 실시예와 함께 나타난 구간을 통해, 도 22와 도 23의 분석으로부터 정의될 수 있다:
- 구간 No. 1: 도 3의 열교환기(204,응축기)의 입구에서의 액체 엔-옥탄의 에너지 상태를 나타냄,
- 구간 No. 2: 도 3의 열교환기(204,응축기)의 엔-옥탄의 단위 중량에 더해지고, 과열기(240)를 우회하고 압축 과정을 시작할 때, 에너지 보존 및 재활용 압축기(231)의 입구에서 완전히 증발되고 포화된 엔-옥탄의 에너지 상태인, 응축 잠열을 나타냄,
- 구간 No. 2a: 에너지 보존 및 재활용 압축기(231)의 배출구에서의 엔-옥탄의 증기 부분의 잠열을 나타냄,
- 구간 No. 3: 응축된 엔-옥탄 에너지(압축기(231)에 의해 추가되지 않은)의 일부 에너지로서 압축기를 빠져나가는, 에너지 보존 및 재활용 압축기(231)의 배출구에서의 엔-옥탄의 응축된 부분의 잠열을 나타냄,
- 구간 No. 4: 엔-옥탄의 응축된 부분의 에너지로서 빠져나가지 않지만 엔-옥탄의 증기 부분으로 옮겨가는, 에너지 보존 및 재활용 압축기(231)의 배출구에서의 엔-옥탄의 증기 부분의 잠열을 나타냄,
- 구간 No. 5: 압축 중, 엔-옥탄의 증기 부분으로 추가된 에너지를 나타내며 다음의 두 가지 에너지원으로 구성된다:
a- 압축의 압축기 일
b- 상기 설명된 구간 No. 4로써 나타낸 응축된 엔-옥탄 잠열의 옮겨간 부분
구간 No. 1은 액체 엔-옥탄의 에너지와, 가열 물질과, 열교환기(204)로의 입구의 조건에서의 상태를 나타내며, 이는 열기관(200) 작동의 가장 낮은 온도(저온 저장소 온도)에 있으며, 이때 열 보존 및 재활용 시스템 압축기(231)로 들어가고, 다음의 양에 비례하여 압축기(231)를 빠져나온다:
- 증기 부분
- 응축된 부분
가열 물질의 에너지량은 저온 저장소의 열교환기(204) 입구의 엔-옥탄 상태와 연관되며 에너지 보존 회로 내에서의 물질 엔-옥탄 순환 중 변하지 않고, 열교환기(204)의 유입구로 되돌아가며, 엔-옥탄은 항상 동일한 상태이며 저온 저장소 기준 수준에 있다.
압축기 일(에너지)(Wcom)은 압축 중 엔-옥탄 증기로 투입되고, 에너지 보존 구간에서 정의될 수 있다;
(Wcom) = 구간 No.5 - 구간 No.4
압축기 일(Wcom)은 또한 압축기(231)로의 엔-옥탄의 단위 중량의 엔탈피와, 다음과 같은 압축기 외부로의 엔-옥탄의 동일한 단위 중량의 엔탈피 사이의 차로부터 정의된다(압축기로의 엔-옥탄의 엔탈피 h와 압축기(231)에서의 외부로의 각 성분의 엔탈피 h는 도 23의 연관된 구간 번호가 접미사가 된다):
(Wcom) = (구간 No.2) - (구간 No.2a + 구간 No.5 + 구간 No.3) 또는;
(Wcom) = h2 - (h2a + h5 + h3),
(Wcom) = 380 - (380x0.5257+234.4x0.5257+(0.4743 x 비열2.41 x dT 131))
(Wcom) = 380 - (199.61 + 123.14+ 149.803)
(Wcom) = 380 - 470.87 = -92.553kJ/kg(-22.110kcal/kg)
시스템 가열기(211) 내에서 재사용하기 위해, 터빈(202)의 배출구에서의 온도를 증가시키고 이미 사용된 암모니아의 응축 잠열(거부된)을 흡수하기 위한 엔-옥탄의 kg 당 필요한 압축 일은 상대적으로 높을 것으로 예상된다. 암모니아 1kg/s의 응축 잠열을 흡수하는 것은 약 3.6kg에서 3.8kg의 엔-옥탄이 필요할 것이며, 압축기 안쪽의 엔-옥탄의 많은 응축량은, 이러한 선택이 현실적 또는 실용적이 않게 할 수 있다. 시스템 효율을 고려할 때, 암모니아 1kg당 필요한 비에너지는 다음과 같다:
-92.553 x 3.6/0.80 = -416.488kJ/kg(-99.49kcal/kg)
이는 압축 과정에 대한 매우 높은 에너지 필요요건이며, 경제적 관점에서 이러한 선택은 현실적 또는 실용적이지 않을 것이다.
도 22 및 도 23을 추가로 분석함으로써, 이는 만일, 약 0.475MPa(4.75bar)에 상응하는 압력과 약 465K(192℃)의 온도로, 엔-옥탄의 등엔트로피 압축 과정이 일정한 엔트로피 선(B-C1-E)을 따라 계속 된다면, 이때 압축 선은 액체-증기 포화 선 A-D-Tcr, 점 A에서 교차할 것을 알 수 있다. 따라서, 일정한 엔트로피 선 B-C1-E의 엔-옥탄의 증기와 액체 상태 모두의 엔트로피는 실제로 같으며, 이는 다음과 같다:
- 약 0.000466MPa의 압력과 274K의 온도에서, 점 B의 압축 과정의 시작에서의 증기 상태의 엔트로피는 s = 4.291kJ/kg.K이다.
- 약 0.475MPa의 압력과 465K의 온도에서, 점 E의 압축 과정의 마지막에서의 액체 상태의 엔트로피는 s = 4.291kJ/kg.k 이다.
압축 과정의 점 E에서, 엔-옥탄 증기의 전체량은 액체(완전 상태 변화)로 응축될 것이며 그러므로, 기체와 증기의 압축 열역학 법칙은 더 이상 적용할 수 없을 것이다(포화된 액체 펌핑 과정이 된다).
에너지 보존 및 재활용 시스템 압축기의 최대 요구 일(Wcmax)은, 증기 상태가 배출되고 엔-옥탄 증기 전체가 점 E에서 응축될 때일 것으로 예상된다. 압축기의 유입구에서 엔-옥탄 증기 1kg을 압축하기 위한 최대 일(Wcmax)은, 일정한 엔트로피 선 위의, 점 B(완전 증기 상태 hB)로부터 점 E(완전 액체 상태 hE)로의 엔-옥탄의 엔탈피 변화로부터 계산될 수 있으며 이는 다음과 같다:
Wcmax = (hE - hB) = 864 - 970 = -106kJ/kg(-25.32kcal/kg)
이는 또한 상대적으로 높은 엔-옥탄 kg 당 압축일의 필요요건이며, -92.553kJ/kg(-22.110kcal/kg)이고 압축기 내부 엔-옥탄의 47.43% 응축된, 1.2218bar로의 엔-옥탄 1kg의 압축을 위한 필요한 일보다 상당히 높다. 높은 비 압축 일 필요요건과 압축기 내의 매우 많은 양의 엔-옥탄의 응축으로 인해, 이러한 두 가지 선택 중 하나는 현실적인 또는 실용적인 선택이 될 수 없다.
그러나, 다음의 식에 대해, 크게 감소된 체적의 액체로의 상 변화로 인해, 큰 체적의 증기가 더 이상 내부 에너지의 요인이 될 수 없기 때문에 이는 더이상 최대 필요한 일이 될 수 없으며, 다음을 고려해야 한다:
h = U + P∂V 식(7)
그리고:
Δh = ΔU + P∂V 식(8)
여기서:
h 는 엔-옥탄 엔탈피, kJ/kg
U 는 엔-옥탄 내부 에너지, kJ/kg
P 는 엔-옥탄 압력, MPa
V 는 엔-옥탄 체적, m3,
47.43%의 압축기 내부 응축의 계산된 큰 비율은 또한 하나의 압축단계에서 처리되기 어려울 수 있다. 산업 분야에서, 기체와 증기 압축기의 매끄러운 작동과 일은 일반적으로 압축기 내부의 압축된 유체(물질)의 충분한 응축 없이 처리되며, 이는 압축기 부품에 손상을 가할 수 있다. 그러므로 제조자가 압축기의 각 타입과 모델에 대한 작동 데이터에 따라 제공하는 응축 공차가 있다. 일부 압축기는 내부의 가열 물질의 응축이 16%이상에서 작동될 수 있다. 따라서, 엔-옥탄으로서 압축기 내부의 높은 응축 부분 47.43%를 가진 가열 또는 냉각 물질(물질)을 이용하기 위해, 압축기의 매끄럽고 신뢰성 있는 작동이 가능하도록 실용적인 기술적 측정이 도입 및/또는 추가되어야 한다.
다음을 사용하는, 압축기 내부의 압축된 유체(증기 또는 기체)의 응축을 제어 또는 피하기 위해 취할 수 있는 몇가지 기술적 선택이 있다.
a- 다단 압축기, 그리고 시스템에서의 각 압축 단계의 마지막에서의 응축액의 배출,
b- 각 단계의 마지막에서의 엔-옥탄의 응축된 부분의 증발에 따른 다단 압축,
c- 한 단계 또는 다단계 과열에서, 압축기 및 압축 과정으로 공급 이전에 엔-옥탄 증기의 과열,
d- 과열과 같은 조치와 압축기 내부의 일부 허용할 수 있는 응축의 허용치의 혼합,
등등.
이러한 선택 및 다른 것들은 본 명세서의 다음 부분에서 자세하게 설명된다.
8- 압축기를 위한 필요한 비에너지(전력):
에너지 보존 및 재활용 시스템
에너지 보존 및 재활용 시스템 압축기를 통한 임의의 적절한 초기 압력에서 최종의 적절한 선택된 압력으로 가열 물질 엔-옥탄 증기(및 어떤 다른 유사한 가열 물질) 1kg을 압축하기 위해 필요한 비 에너지(전력)는, 시스템 적합성, 운용성의 기준 및 지표가 되며, 경제성 평가와 더 나아가 본 발명의 고려사항을 위한 중요한 문제가 된다. 따라서, 다른 기술적 조건 하에서 열역학적 특성에 기초한 엔-옥탄의 단위 중량(예를 들어 1kg)을 압축하기 위한 비 전력 필요요건에 대한 더욱 자세한 분석과 설명은, 제안된 시스템 구성, 실시예(구성 요소), 기능/상호작용 그리고 본 발명의 다른 관련된 실시예를 설명 및 평가를 돕도록 구성되었다.
본 발명은 종래의 전력 플랜트의 에너지 손실에 대한 가장 중요한 주제와 문제는 터빈에서 외부 냉각수 및 환경으로, 그리고 암모니아로부터 증기를 냉각수에 이미 사용된 경우의(사용된 경우) 이미 사용된 작동 매체 수증기의 응축으로부터의 열 방출이다. 그러므로 시도와 노력은 기술적 운용 문제와 응축기(204,도 3)의 이미 사용된 암모니아를 냉각하고 응축하기 위한 외부 냉각수를 위한 필요를 감소 또는 바람직하게 제거하는 실용적인 목적으로 집중된다.
따라서, 적절한 작동 조건의 실시예는, 열교환기 다른 쪽 표면에서 적절한 가열 물질(예를 들어 엔-옥탄)을 사용하고 증발시킴으로써, 열교환기/응축기(204)의 280K(7℃) 온도에서, 터빈(202)로부터 이미 사용된 암모니아 증기를 응축하도록 선정된다. 그러므로, 포화 압력 0.000466MPa(0.00466bar)에 상응하는, 액체 엔-옥탄을 274K(1.0℃)의 낮은 온도에서 증발시키고, 이때, 높은 압력의 액체 암모니아를 가열하고 증발시키기 위한 상승된 잠열 에너지를 재사용할 수 있도록, 포화 압력 0.12218MPa(1.2218bar)에 상응하는, 증발 온도를 405K(132℃)로 상승시키는 것이 필요하다. 이러한 온도 범위와 한계 내에서 엔-옥탄 1kg을 압축하기 위한 필요한 전력(일)은 다음의 몇가지 방법을 사용하여 계산되고, 분석되며 평가된다.
8.1 압축일의 계산:
필요한 압축기 일의 계산은 다음의 적합하고 필요한 기본 가정(조건)으로 산출된다;
a- 이미 사용된 암모니아(저온 및 저압에서)의 응축 잠열 흡수, 그리고 이때,
b- 저온 응축 온도에서 높은 압력의 액체 암모니아를 가열하고 증발시키기 위한 높은 온도에서 증가된 열(에너지)의 재활용,
기본 가정:
- 유체(물질) 순수 엔-옥탄
- 유량 1.0kg/s
- 압축기 유입구 압력 0.00466bar
- 증발 온도 274K(1.0℃)
- 압축기 배축구 압력 1.2218bar
이때 엔-옥탄 1kg을 압축하기 위한 최적의 경제적 운용 선택에 대한 일(work) 필요요건은 시스템을 통해 작동 매체 암모니아 유량 1kg/s의 조건을 만족시키기 위해 필요한 일을 계산하고 전체 일(또는 전력)과 시스템 성능에 맞춰 평가하기 위해 선정된다.
8.2 압축기 작동 선택 및 모드(mode)
압축기의 구성 및 동작을 선택하고 구성하기 위한 몇 가지 선택이 있으며, 각 선택에 대한 엔-옥탄 1kg/s을 압축하기 위한 비 전력 필요요건의 계산에 대한 접근법이 있으며, 다음에서 설명된다:
8.2-1 포화 상태에서의 직접 압축,
상기 압축 선택은 포화 선 B-C-Tcr의 엔-옥탄 조건으로부터 수행되고, 도 22 및 도 23의 점 B에서 선정된다. 포화된 엔-옥탄은 압력 0.00466bar와 온도 274K(1.0℃) 하에서 압축기로 공급되고 포화 온도 405K(132℃)에 상응하는 압력 1.2218bar로 압축된다. 보통 연구원과 설계자에 의해 사용되는, 엔-옥탄 1kg/s의 예시에서, 그리고 기체 및 증기의 어떤 특정 유량을 압축하는데 필요한 압축기 일(Wc)의 계산을 위한 종래의 접근법은, 에너지 보존을 위한 열역학 제1 법칙에 대한, 압축기(hin)로의 엔-옥탄 증기의 유입 엔탈피와 압축된 증기의 배출 엔탈피(hout) 사이의 차로 구해진다. -
Wc = hin - hout - 식(9)
여기서:
hin은 도 22 및 23의 압축기(점 B)로의 유입구에서의 엔-옥탄의 엔탈피 kJ/kg이다.
hout은 도 22 및 23의 압축기(점 C)로부터의 배출구에서의 엔-옥탄의 엔탈피 kJ/kg이다.
그러나, 엔-옥탄의 압축 과정은 다음에 의해 수행된다:
- 압축기 내부의 엔-옥탄의 응축 부분과, 도 22 및 도 23(점 C)의 압축 과정의 마지막에서의 증기 상태의 동일한 온도에서의 응축액과 증기 부분 출구 압축기 모두에 대한 단단 압축기 및 압축,
- 다단 압축기와 압축, 그리고 도 24 및 도 25에 대한 각 압축 단계의 마지막에서의 증기 상태로부터 응축액의 분리(배출),
각각의 두 가지 경우에 대한, 엔-옥탄 1kg 당 필요한 압축기 일은 다음으로 계산된다:
A- 한 단계 압축과 압축 마지막까지 증기로부터 엔-옥탄의 압축된 부분의 분리 없음.
엔-옥탄 1kg 당 필요한 비 압축기 일은 압축기의 배출구와 유입구에서의 엔-옥탄 1kg의 엔탈피로 계산되며, (그리고 도 22 및 도 23의 에너지가 나타나는 구역에 대한), 도 22와 도 23의 점 B 및 점 C에서의 엔-옥탄의 조건이다:
Wc = hin - hout
압축기를 통한 엔-옥탄의 응축된 부분은 47.43%로 계산되고, 남아있는 증기 상태 부분은 따라서 52.57%이며, 도 23의 에너지 보존 구간에 관련하여, 따라서:
Wc = h2 - (h2a + h5 + h3) = 864.4 - ((0.5257 x 1094.8 )+ (0.4743 x 803.7 ))
Wc = 864.4 - (575.536 + 381.195) = 864.4 - 956.731
Wc = -92.331 kj/kg (-22.057 kcal/kg)
상기 값은 -92.553kJ/kg의 액체 엔-옥탄의 비열로부터 앞서 계산된 값과 매우 가깝다.
그러나, 도 3의 저장 탱크(235)에서의 엔-옥탄의 감압과 시스템의 열과 에너지 균형과 같은, 열교환기(204)에서 3.25kg을 공급하기 위한 액체 엔-옥탄의 일부 추가량이 필요한 시스템 내의 다른 필요성이 있다. 시스템(보존의)을 통한 작동 매체 암모니아 1kg 당 3.8kg으로 필요한 엔-옥탄 전체량을 가정한다.
엔-옥탄 1kg 당 필요한 비 압축일은 상대적으로 높고, 시스템을 통한 암모니아 1kg에 대한 필요한 압축기 일은 다음과 같이 예상된다:
(Wc tot) = 3.8 x (-92.331) = 350.857 kj/kg (-83.82 kcal/kg)
터빈을 통해 암모니아 1kg에서 발생된 전력이 또한 약 350kJ/kg에서 계산되는 동안 약 80%에서 85%의 시스템 효율을 차지하면, 이때 이러한 선택으로 작동될 경우 에너지 보존 시스템 압축 과정은 충분히 경제적이지 않다는 것이 입증될 수 있다. 네트 전력 발생은 없다.
압축기(시스템) 작동을 추가로 분석함으로써, 여러 가지 요인들이 밝혀지고 특히 중요한 것은, 시스템 압축기를 위한 높은 에너지(일) 필요요건이, 주로 증기 온도 405K(132℃)로서 동일한 온도에서, 압축기 내의 모든 응축된 엔-옥탄이 압축 과정의 마직막에서 연관된 내부 압축 단계와 상관없이 빠져나간다는 사실에 기인한다. 특히 초기 압축 단계에서 응축된 엔-옥탄은 최종 압력 온도로 가열되기 위해 더 많은 에너지가 필요하며, 이러한 예시에서 응축된 부분에 대한 필요한 가열 에너지의 총량은 다음과 같다:
hliq = 0.4743 x 비열 x 온도차
hliq = 0.4743 x 2.41 x (405 - 274) = 149.803 kj/kg (35.787 kcal/kg)
이는 상당한 양의 에너지이며, 비록 압축기 내의 엔-옥탄의 응축된 부분의 방출된 응축 잠열(hlat)로부터 전체적으로 공급되고 응축된다 하여도, 압축기 일로서 공급되지는 않는다. 그러나, 방출된 잠열 에너지는 압축기 작동의 선정된 조건을 위한 고정된 양이며, 본 예시에서, 다음과 같다:
hlat = 0.4743 x 380 = 180.234 kj/kg (43.056 kcal/kg)
따라서, 응축된 엔-옥탄의 방출된 잠열(에너지)은 최종 압축 온도까지 응축된 부분을 가열하는 것과 압축기 일을 보충하는 증기 부분으로의 이동 사이에서 갈라지며, 다음과 같다:
- 응축수 (앞서 계산된 것처럼) 149.83 kj/kg
- 증기 (내부 이동) = 180.234 - 149.803 = 30.431 kj/kg (7.27 kcal/kg)
한 단계 압축에 대한 압축기 내의 높은 수준의 응축으로 인해, 필요한 압축기 일을 감소시키기 위해, 다단계 압축의 사용이 필요할 수 있다. 다단계 압축은 또한 아래의 선택 B에서 설명된 바와 같이, 압축기 일을 보충하고 증기 부분으로 이동된 잠열의 일부분을 증가시킬 기회를 제공한다.
B- 다단계 압축과 각 단계의 마지막에서의 응축액의 분리:
에너지 보존 시스템의 구성요소를 통해 엔-옥탄 비중량 압축을 위해 필요한 압축기 에너지를 감소시키고 압축기 일을 보충하는 엔-옥탄 응축의 방출된 잠열의 일부를 증가시키기 위해, 도 13에 도시된 4단 압축기와 같은 다단 압축기의 사용이 필요하며, 엔-옥탄의 응축된 부분이 4단 압축기의 1단과 2단 및 3단 압축의 마지막에서 분리되고, 반면 응축된 일부분은 4단계의 마지막에서 도 13 및 도 25의 남아있는 증기를 가진 압축기를 빠져나갈 것이다. 4단계 압축은 도 13 및 도 25의 본 예시에서 적용된다. 따라서, 47.43%의 이론적 한 단계 압축을 가진 것과 유사한, 4단계 압축에서 필요한 양의 응축을 얻기 위해, 응축 수준은 각 압축 단계의 마지막에서 다음과 같이 설정될 필요가 있다:
- 단계 No.1 16%
- 단계 No.2 15%
- 단계 No.3 14%
- 단계 No.4 12%
더 많은 엔-옥탄의 증기가 압축의 각 연이은 단계에서 응축되고 응축액이 과정에서 배출될 때, 증기 상태로 과잉 잠열 에너지의 이동은 압축기 일을 강화하고 지원(보충)한다. 이는 에너지(매우 적은)가 응축된 엔-옥탄의 온도를 이전 단계로부터 가열하여 증가시킬 필요가 없을 것이라는 사실에 기인한다. 그러나, 증기(증기의 준비)에서의 엔-옥탄의 초과 응축 잠열 에너지의 증가된 이동과 저장은, 압축기 일을 위한 외부 원으로부터의 에너지의 필요성을 감소시키고, 또한 각각의 다음 단계에서의 엔-옥탄의 대규모 응축의 필요성을 감소시킨다.
따라서, 4단계에서 압축된 엔-옥탄을 47.43%로 응축하기 위해, 4단계 마지막에서의 최종 압력과 온도가 각각 1.2218bar와 405℃보다 충분히 더 높을 확률이 크다. 이는 도 25의 포화선 B-C를 따라 응축되는 아래의 무한한 수의 단계에 대한 유사한 경우로 설명되며, 4단계 압축기를 위한 필요한 비 압축 에너지는 더 높을 것으로 예상된다.
8.2 - 2, 포화선을 따르는 압축(증발 평형선):
상기 압축 선택은 포화선 B-C-Tcr의 엔-옥탄 조건에서 수행되며, 도 22 및 도 23의 점 B로부터 선정된다. 포화된 엔-옥탄은 압력 0.00466bar와 온도 274K(1.0℃)하에서 압축기로 공급되며 포화선 B-C를 따라 포화 온도 405K(132℃)에 상응하는 압력 1.2218bar로 압축된다. 엔-옥탄의 응축된 부분을 압축하고 연속적으로 배출하는 동안, 포화선 B-C을 따라 응축될 엔-옥탄의 이론적 양은, 47.43%보다 상당히 낮을 것으로 예상되며, 24%에서 47% 사이의 범위에 있을 것으로 예상된다. 응축된 부분은 단일 단계 압축 47.43%의 단지 약 50%가 될 가능성이 높다. 이는 각각의 무한한 이론적 단계의 마지막에서 엔-옥탄의 응축된 양을 압축기의 외부로 연속적으로 배출하는 것을 통한 압축 과정(압축되고 가열되기 위한 응축액이 없는) 중 엔-옥탄의 이론적 특성과 100%로 증기 분률을 유지하는 것이 필요하기 때문이다. 상기 작동 조건은 증기 상태로 연속적으로 응축하는 엔-옥탄의 방출된 잠열(에너지)의 비교적 증가된 이동으로 이어지며 압축 포화 온도를 지속시키기 위한 압축기 내의 엔-옥탄 응축에 대한 필요성을 비례적으로(상당한) 감소시킨다.
도 25의 포화선 B-C를 따른 압축 과정 중, 압축된 엔-옥탄 1kg 당 저장되고 압축기 일을 보충하는데 사용될 수 있는 잠열(LTh)은 상당히 감소되어 약 24%에서 30% 범위 내에 있을 것으로 예상된다. 이때 잠열 저장의 예상된 부분과 압축기 일을 보충하기 위한 이동은, 엔-옥탄이 도 25의 증기-액체 평형선 B-C를 따라 압축되는 동안, 압축기 내의 유입된 엔-옥탄의 단지 약 25%만이 응축될 것으로 추정되고, 온도는 132℃로 증가된다.
따라서, 응축액 전체량을 최고 압축 온도 405K(132℃)로 가열시킬 필요가 있는 에너지의 산술적으로 절반을 저장할 수 있으며, 응축의 추가 초과 잠열은, 선정된 조건(도 25, 구간 4 및 4a)하에서 응축액 가열이 필요하지 않았을 것이다. 이동된 에너지(Emig)는 다음과 같이 계산된다:
(Emig) = (0.25 x 380) - ((0.25x 131 x 2.25) x 0.5) = 95.00 - 6.844
(Emig) = 58.156 kj/kg (13.893 kcal/kg) (엔-옥탄)
압축된 증기 내에서 그러한 많은 양의 방출된 잠열 에너지를 보존하는 것은 실제로 압축기 일을 보충할 것이며 압축기(압축의 효율성과 경제성을 개선한)로부터의 일의 필요성을 최소화하는데 기여할 것이다. 도 25의 점 B로부터 엔-옥탄 증기 1kg을 압축하기 위한 필요한 압축기 일은 다음과 같이 예상된다:
Wc = h2 - (h2a + h5 - h4)
Wc = h2 - (h2a + h5 + 0.25 x 484.32 - h4)
Wc = 864.4 - ((0.75 x 1094.8 ) + (0.25 x 484.32))- (0.25 x 131 x 2.25 x 0.5))
Wc = 864.4 - (821.1 + 121.08 + (95 - 36.844))
Wc = 864.4 - (821.1 + 121.08 + 36.844)
Wc = 864.4 - (821.1 + 36.844 + 121.08) = 864.4 - 979.024 =
Wc =- 114.624 kj/kg (-27.383 kcal/kg)
이는 단일 단계 압축에 대한 필요한 일과 비교할 때, 또한 상당히 증가한 양의 압축기 일이다. 그러나, 최종 압력에 도달한 응축된 엔-옥탄 증기 양은 또한 다음과 같이 여분(Lcomp)에 의해 상당히 증가된다:
(Lcomp) = 0.75/0.5257 = 1.4267
그러므로, 다음 값을 가진 단일 단계 압축 양으로서 최종 온도에 도달한 증기 52.53%에 대한 필요한 실제 압축기 일(W1)은, 비교 목적을 위해 가정하는 것이 합리적이다:
(W1) = 114.624 / 1.4267 = 80.342 kj/kg (-19.193 kcal/kg)
비록 이러한 압축 일 필요요건이 -92.331 kj/kg (-22.06 kcal/kg)로 계산된 단일 단계에 필요한 일보다 다소 작을지라도, 여전히 높으며, 실행가능한 경제적 선택이 될 것으로 판명되지 않을 수 있다. 아마도 또한 포화선을 따른 압축 과정에 영향을 미칠 수 있는 다른 요소가 있고, 평형선(작거나 많은 양)을 따르는 추정 응축량을 얻기 어렵게 만들므로 많은 양의 에너지가 필요할 수 있다.
앞서 설명한 4단 압축 과정(압축기)을 위한 것으로서, 필요한 단위 중량 당 출력은 -80.342 kj/kg (-19.193 kcal/kg)과 92.331 kj/kg (-22.057 kcal/kg) 사이에 있을 것으로 예상되며, 4단 압축 과정 양쪽에 있는 두 가지 극단적으로 작동하는 경우이다.
8.2 - 3, 압축기로 공급되기 이전의 엔-옥탄의 과열:
압축기 일을 지원하는 이동을 위한 이론적 응축 에너지의 전체량을 이용하는 동안, 각 상기 단계의 마지막에서 엔-옥탄 응축액을 위한 배출 시설과 많은 수의 별도의 압축 단계를 위한 필요성을 배제하기 위해, 압축기(231)로 공급되기 이전의 엔-옥탄 증기의 과열은 압축기 일을 위한 필요성을 감소시키는 데 더 실용적인 선택을 제공할 수 있다.
도 26과 도 27에는 가열 물질 엔-옥탄의 온도-엔트로피(T-s) 선도가 도시되어 있다. 선도는 또한 에너지 보존 및 재활용 압축기(231)로 공급되기 이전, 도 3의 열교환기(240)의 엔-옥탄 증기를 과열시키는 경우(선택)인 에너지 보존 및 재활용의 엔-옥탄 열역학적 작동 폐회로를 나타낸다. 상기 작동 폐회로는 다음을 포함한다;
- 열교환기(204)에서의 엔-옥탄의 증발, A-B,
- 열교환기(204)에서의 엔-옥탄의 과열, B-B1,
- 압축기(231)에서의 엔-옥탄 증기의 등엔트로피 압축, B1-C,
- 열교환기(211)에서의 엔-옥탄의 응축, C-D,
- 열교환기(209)에서의 엔-옥탄의 냉각, D-A1,
- 시설(236a)에서의 엔-옥탄의 감압, A1-A
에너지 보존 및 재활용 사이클을 완성하고 다음 사이클을 시작하며 몇번이고 계속해서 사이클을 반복한다.
도 26, 27 및 도 3을 조합하는 것은, 엔-옥탄 액체가 이미 사용된 작동 매체 암모니아를 280K의 온도에서 응축함으로써, 0.00466bar의 일정한 압력과 274K의 일정한 온도하에서 열교환기(204)에서 증발되는 것을 나타낸다. 열교환기(204)로부터, 엔-옥탄 증기는 과열기(240)로 공급되고 또한 일정한 압력하에서 약 355K(82℃) 온도로 가열되며 이때, 405K로 상승된 엔-옥탄의 응축 포화 온도에 상응하는, 미리 선정된 적절한 압력으로(이 경우 0.12218 MPa, 1.2218 bar), 압축되도록 압축기(231)로 공급된다. 이는 비교적 높은 온도이며, 부분적으로 또는 바람직하게 압축된 액체 작동 매체 암모니아를 가열하여 완전히 증발시키기 위해 열교환기(211,209)에서 사용될 수 있다. 이러한 구성에서, 이는 압축기 일을 위한 필요성을 감소시키고 또한 압축기의 매끄러운 작동을 위한 조건을 제공하기 위해, 에너지 보존 및 재활용 압축기(열 펌프) 내의 엔-옥탄 증기의 응축을 최소화하고 바람직하게는 제거하기 위해 시도된다.
저온 및 저압의 엔-옥탄 증기가 열교환기(240)에서 과열되면, 상기 증기의 엔탈피와 엔트로피 모두가 증가한다. 또한 중요하게, 일정 압력(Cp)하에서, 도 26의 점 B에서의 낮은 압력의 엔-옥탄의 비열은, 포화 선 B-C를 따라 증가하는, 포화된 엔-옥탄 증기의 비열보다 상당히 높으며, 과열 과정 경로는 경로(선) B-B1을 따를 것으로 예상된다. 점 B1에서 엔-옥탄의 과열 과정의 최고 온도의 선정은 다음과 같이 중요하다:
a- 엔-옥탄의 증엔트로피 압축 중 에너지 보존 및 재활용 시스템의 압축기 내에서의 엔-옥탄의 응축을 최소화하고 바람직하게는 제거하는 것,
b- 엔-옥탄의 단위 중량을 압축하기 위해, 외부로부터 필요한 압축기 일을 유입하는 것을 제어하고 최소화하는 것,
c- 에너지 보존 압축기의 매끄러운 작동을 제공하는 것,
그러므로, 과열 선 B-B1은 경로 점 B에서 점 B1에서의 엔-옥탄의 모든 이론적 등엔트로피 압축 선과 교차할 것으로 예상된다. 그러나, 엔-옥탄의 최고 과열 온도는 최고 가열 온도, 점 B1에서, 과열된 엔-옥탄 증기의 엔트로피 수준으로 선정되고 제어되며, 적어도 점 C에서 포화된 엔-옥탄의 엔트로피에 매우 가깝거나/같고, 또는 약간 높은 것이 바람직하다. 이러한 과열 온도 355K에서 엔-옥탄의 엔트로피는 온도 405K(132℃)의 엔-옥탄의 포화 온도에서의 엔-옥탄의 엔트로피에 상응하고 같다.
- 온도 355K 및 압력 0.000466MPa에서, 점 B1에서 엔-옥탄 과열된 증기의
엔트로피는, s = 4.632 kj/kg.K
- 온도 405K 및 압력 0.12218MPa에서, 점 C에서 엔-옥탄 포화된 증기의
엔트로피는, s = 4.632 kj/kg.K
따라서, 점 C를 통한 수직선인, 과열 선 B-B1과 등엔트로피 압축 경로(일정 엔트로피에서)의 "교차점"은 점 B1이다. 더 높은 과열 온도는 교차점 B1을 도 28의 과열선 B-B1-B2을 따라 더 높게 밀어낼 것이며, 또한 시스템 작동과 압축기 일 감소를 위해 적합할 수 있다. 과열된 엔-옥탄이 등엔트로피 과정으로 점 B1으로부터 압축되면, 수직 과정 경로선은 점 C에서 포화선과 교차할 것으로 예상되며, 여기서 압력은 0.12218MPa(1.2218 bar)의 압력과 405 K (132℃)의 온도하에서 점 C에서 완전 증발된 엔-옥탄의 상응하는 평형 상태에서 필요한 최고 압력이다.
신뢰할만한 출판된 기술 자료에서 엔-옥탄 특성에 대한 이용가능한 기술 데이터 및 정보는 필요한 과열 온도 증가가, 또한 다음으로부터 결정될 수 있는, 약 81 - 85K(81-85℃)임을 나타낸다:
a- 점 B로부터 과열된 증기의 엔트로피의 온도점은 점 C에서의 포화된 엔-옥탄 증기의 엔트로피와 같다.
상기 출간된 엔-옥탄의 기술 및 열역학적 데이터 및 특성은, 이러한 온도가, 다음과 같이(어림잡아), 점 B에서 엔-옥탄온도 이상의 약 81에서 85K임을 나타낸다:
274 + 81 = 355K(82℃) 또는:
b- 점 C로부터 점 B의 압력으로 더 높은 압력의 엔-옥탄 증기의 등엔트로피 팽창으로부터 계산된 온도는, 다음과 같이 계산되는 경로 C-B1을 따를 것으로 예상된다,
외부 환경과 어떤 에너지 교환도 없는 기체 및 증기 과정의 상태 방정식은:
따라서:
Lg(262.1888) = 1.0227 x Lg(V2/V1)
Lg(V2/V1) = 2.36493
(V2/V1) = 231.702 , 그리고 방정식으로부터:
T2 = 405 / (231.702)^0.0227 = 405 / 1.131576 = 357 K
T2 = 357 K
계산된 온도는, 필요한 압축기 전력의 계산이 보수적이라는 의미인, 압축기 에너지(아래의)의 계산에 대한, 점 B에서 355K의 추측된 온도보다 실제로 더 크다.
점 B에서 점 B1으로의 엔-옥탄의 과열은 일정한 압력하에서 수행되며, 이는 계산된 온도 범위에 있는 높은 비열 Cp를 가지며, 약 2.365 kj/kg.K (0.565 kcal/kg.℃)이다. 과열 에너지(hsup)는 열교환기(240)에서 엔-옥탄으로의 투입은, 다음과 같다:
hsup = 온도 상승 81 K x 비열 2.365 kj/kg.K = 191.565 kj/kg (45.763 kcal/kg).
만일 과열된 엔-옥탄이 이때 일정한 엔트로피에서 점 B1으로부터 압축된다면, 압축 선은 점 C에서 증기-액체 포화선과 교차될 것으로 예상된다. 일정한 엔트로피하에서의 상기 압축 과정은 "등엔트로피" 과정이며 압축기로부터 에너지 투입은 압축된 엔-옥탄 증기의 온도를 355K에서 405K로 증가시킬 필요가 있다. 엔-옥탄 1kg 당 에너지 보존 및 재활용 압축기(열 펌프 이론, Wcs)로부터의 예상된 일 투입은 (도 26 및 도 27에서의 관련된 점 B1과 C에서 엔-옥탄의 엔탈피 h를 나타내는) 다음과 같다:
(Wcs) =(hA + hsup) - hC = (864.4 + 191.565) - 1094.8 =
(Wcs) = -38.835 kj/kg (-9.277 kcal/kg)
이러한 필요한 압축기 일의 양은 단일 단계 또는 다단계 압축의 경우에서 필요한 압축기 일 투입보다 상당히 낮으며, 또는 과열 없이, 도 25의 포화선 B-C를 따른다. 열교환기(240)에서 엔-옥탄 증기로 도입된 과열 에너지는 다음을 위한 응축액을 목표로 한다:
- 등엔트로피 압축 과정을 지속시키기 위한, 압축기 내의 엔-옥탄의 부분적 응축의 필요성
- 다음의 에너지(Eentr)가 필요한, 온도 274K에서의 4.296 kJ/kg.K로부터, 온도 406K에서의 4.632 kJ/kg.K로 엔트로피 증가에 대한 필요한 에너지:
(Eentr) = (Tc - Tb)(sb - sc) = (405 - 274)( 4.632 - 4.296) =
(Eentr) = 44.016 kj/kg (10.515 kcal/kg)
온도 274K에서 405K로(1.2218bar의 포화 압력으로)의 엔-옥탄 가열에 따른 엔트로피 증가를 위한 필요한 에너지는 과열로부터 제공되며, (시스템 외부로부터의)압축을 위한 압축기 일에 의해 제공될 필요가 없다. 따라서, 과열된 엔-옥탄 증기의 등엔트로피 압축은 다음의 온도 증가(Trise)를 위한 비열의 없어진 부분에만 추가될 것이다:
(Trise) = 405 - 351 = 54 K (54 ℃)
엔트로피 증가를 위한 에너지 투입이 필요하지 않으며, 과열된 엔-옥탄 기체의 체적은 충격압 효과 하에서 빠르게 줄어드는 경향이 있는 것으로 인해, 등엔트로피 압축(가벼운 상태)의 상기 조건하에서 엔-옥탄 증기의 비열(Csp)은 비교적 낮다. 이러한 조건(경우)에서의 엔-옥탄 증기의 비열은 약 0.72kJ/kg.K(0.172kcal/kg.℃)이다. 엔-옥탄 1kg 당 에너지 보존 및 재활용 압축기(열 펌프 압축기)로부터 필요한 일 투입은 다음과 같다:
(Wcom) = 54 x (- 0.72) = -38.88 kj/kg (-9.288 kcal/kg)
이러한 필요한 에너지 투입량은 점 B1의 압축 시작과 점 C의 압축 끝의 엔-옥탄 엔탈피 차이로부터 계산된 값에 매우 가까우며, 다음으로 계산된다:
Wcs -38.835 kj/kg (-9.277 kcal/kg)
앞서 언급한 바와 같이, 도 26,27 및 도 28의 포화된 엔-옥탄 선 B-C와 과열된 엔-옥탄 선 B-B1 모두의 엔트로피는 온도 증가에 따라 그리고 서로 근접하여 증가한다. 그러나, 온도선 B-B에 따라 과열된 엔-옥탄의 엔트로피 증가율은 포화된 엔-옥탄 선 B-C의 엔트로피 증가율보다 더 높으며, 과열 과정은 평행 선 B-C의 오른쪽으로 약간 이동하며, 이러한 온도에 따른 두 개의 엔트로피 증가 선의 교차점은 상대적으로 날카로운 예각 형태이다.
도 26,27 및 도 28은 이런 방식으로 엔-옥탄의 과열이, 또한 만일 점 C으로부터 압력 0.12218MPa(1.2218bar)에서 0.000466MPa(0.00466bar)의 압력으로 팽창하는 경우, 엔-옥탄의 등엔트로피 팽창 경로 선인, 매우 짧은 거리 B1-C로 실제로 필요한 등엔트로피 압축 과정 경로를 상당히 짧게 만든 것을 나타낸다.
한편, 앞서 설명한 바와 같이, 도 16과 도 18(암모니아에 대한)의 포화 액체-증기 평형선에서의 암모니아의 과열 또는 수증기는, 암모니아 증기가 점 D에서 압축되는 경우, 등엔트로피 팽창 과정을 길게 늘이며, 또한 등엔트로피 팽창선인 선 E-D도 길게 늘인다. 따라서, 포화된 암모니아 증기의 엔트로피가 도 16의 선 C-D의 온도에 따라 감소하는 동안, 과열된 암모니아 기체의 엔트로피는 선 C-E에 따라 증가한다. 그러므로, 두 선은 서로 떨어지게 되고(분기되고) 선 E-D의 암모니아 팽창의 등엔트로피 경로를 빠르게 연장시킨다. 그러므로, 두 선의 교차점은, 엔-옥탄의 경우보다 훨씬 더 넓은 둔각을 형성하며, 충분히 넓은 평각이 될 수 있다. 이러한 암모니아의 거동은 전력 발생을 위한 작동 매체로서 사용된 모든 물질을 위한 실제로 필요한 특성이다. 길게 늘어난 등엔트로피 경로는 암모니아와 같은 팽창 증기로부터 더 많은 에너지를 추출할 기회를 제공한다.
특히 일부 응축된, 암모니아 팽창 과정의 등엔트로피 효과는, 100%보다 낮으며, 추출된 네트 에너지는 작다. 실제로, 한 단계에서의 고압 스팀(steam)의 충분한 과열 또는 중간 과열(다단계 팽창)을 도입함으로써, 전력 발생 터빈 내부의 작동 매체 물의 응축을 제거하는 것이 항상 필요하고 시도된다. 계산을 통해 나타난 것과 같이, 이는 스팀 또는 암모니아 팽창 터빈의 등엔트로피 효과를 증가시키도록 취해진 방법이다.
그러나, 상기 거동은 정확하게는 압축기에 필요한 일을 최소화하기 위한, 엔-옥탄의 압축 과정에 대한 요구 및 필요사항이다. 과열과 불완전 등엔트로피 과정의 조합은 필요한 압축 일의 감소에 기여하며 핵심적인 역할을 하고, 적은 에너지를 필요로 하는 과정으로 엔-옥탄의 등엔트로피 압축으로 돌아선다. 여기에서 기체(엔-옥탄) 체적은 최소 일을 상당히 그리고 빠르게 감소시키고 엔트로피 에너지는 압축 과정이전의 엔-옥탄의 과열의 도입에 의해 모두 성취된, 매우 짧은 온도 범위 내로 재구성(Eoc reor)된다.
상기 등엔트로피 과정의 효율은 암모니아 팽창을 가진 경우의 효율보다 더 높을 것으로 예상되며 실제로 100%보다 상당히 높을 수 있다!
기체의 상태 방정식(앞서 설명한)으로부터:
PVn = 일정, 그리고:
이때 만일 엔-옥탄이 압력 0.00466bar에서 1.228bar로 압축되는 경우, 온도 상승은 다음과 같을 것이다;
Lg(262.1888) = 1.0227 x Lg(V1/V2)
Lg(V1/V2) = 2.36493
(V1/V2) = 231.702 , 그리고 상기 식으로부터:
(V1/V2) = 1.0 / 231.702 = 0.0043158885 그리고 상기 식으로부터:
따라서:
T2 = 274 / (231.702)^0.0227 = 274x 1.131576 = 310 K
T2 = 310 K
이러한 온도는 압력 1.2218bar하에서 엔-옥탄 증기의 포화 온도(Tosat), 405K보다 충분히 낮다. 차이는 다음과 같다:
델타 온도 = 405 - 310 = 95K
낮은 이론적으로 계산된 압축 온도는 과정이 온도를 405K까지 증가시키는 어떤 지원을 얻게 될 것이라는 것을 나타낸다. 상태 방정식에 따라서, 식의 지수(n)의 값은 압축 온도를 405K까지 상승시키기 위해 더 높아야 할 것이다:
PVn = 일정, 그리고:
Lg(1.4781) = (n - 1) x Lg(231.702)
(n - 1) = 0.1697/2.3649297 = 0.07175689
(n) = 1.07175689
상태 방정식에서의 지수(n) 값은 압축기가 실제로 이론적으로 필요한 에너지보다 상당히 적은 일(에너지 제공)을 수행하는 것을 나타낸다. 실제로 필요한 압축기의 에너지, 시스템 압축 효율(ηcom)은 다음과 같다.
(ηcom) = (0.07175689 / 0.0227) x 100 = 316 %
실제 상황에서 에너지는 압축기 일을 보충하기 위해 그리고 압축된 엔-옥탄 1kg의 온도를 207K에서 405K로 증가시키기 위해, 다른 원, 이 경우에서는, 열교환기(240)에서의 과열로부터, 제공된다:
- 압축기로부터 -38.835kj/kg
- 과열로부터 -191.565 kj/kg
이때 압축기에서의 물질 응축을 포함하지 않고, 엔-옥탄 열역학적 특성을 활용하고 압축된 엔-옥탄 온도를 274K에서 405K로 상승시키기 위한 조합된 에너지원을 활용함으로써 일을 보충하는 압축기 효율은 다음과 같다:
(ηcom) = ((-191.565 + (-38.835)) / -38.835 ) x 100 = 593 %
이 결과는 상태 방정식으로부터 계산된 결과보다 더욱 높다. 이는 아마도 상태 방정식으로부터의 공식 계산이, 과열 과정 중 매우 높은, 작동의 다른 부분에서의 엔-옥탄의 다른 비열을 고려하지 않은 것이기 때문이다. 열교환기(240)에서의 과열 에너지 없이, 압축기는 또한 압축기에서의 응축을 방지하면서, 엔-옥탄의 온도를 증가시키기 위한 충분한 양의 에너지(Wtheor)를 필요로 할 것이다:
(Wtheor) = -38.835 + (-191.565) = - 230.400 kj/kg (55.04 kcal/kg)
결과는, 과정 및 압축기의 효율에 긍정적으로 영향을 미치는, 감소되고 불완전한 사실상 계산된 양과 비교할 때, 엔-옥탄을 압축하기 위해 필요한 이론적 압축기 일의 엄청난 감소를 나타낸다.
8.3 작동 매체 암모니아 1kg 당 압축기 일:
시스템의 전체 효율을 증가시키기 위한 임의의 작동 전력 발생에 대해 가장 중요한 일(기준)은 전력 발생 시스템으로 유도된 에너지의 사용을 극대화시키고 특히 이미 사용된 작동 매체로부터 채용된 냉각수로, 외부 환경으로의 열(에너지) 방출을 최소화 또는 바람직하게 제거하는 것이다. 따라서, 플랜트 효율을 증가시키기 위해 제안된 새로운 열기관(200)을 위해서는, 이러한 열 방출 문제를 제대로 처리하고 터빈(202)의 배출구 이후의 이미 사용된 암모니아로부터 에너지 방출을 최소화하거나 바람직하게는 제거하고 외부 냉각수의 사용을 배제해야 한다. 상기 중요한 일을 달성하기 위해서는, 열교환기(204)에서 압력 5.5077bar와 온도 208K(7℃)로 이미 사용된 포화된 암모니아 1kg/s(각각)를 냉각하고 응축하기 위한 충분한 액체 엔-옥탄을 제공(가질)할 필요가 있다. 앞서 설명한 바와 같이, 이러한 조건에서 암모니아는 다음의 열 에너지(Econd)의 양(kj/kg)을 방출할 필요가 있을 것이다:
(Econd) = 증기 엔탈피 hvap - 액체 엔탈피 hliq = 506 - (-730.9) =
(Econd) = 암모니아의 1237 kj/kg (295.5 kcal/kg)
암모니아의 방출된 상기 엔탈피(응축 잠열)를 흡수하기 위한, 압력 0.00466bar와 온도 274K(1.0℃)하에서의 열교환기(204)의 저온측에서 증발되기 위한 엔-옥탄 액체의 상응하는 필요량은 다음과 같다:
엔-옥탄 1kg은 다음과 같이 증발하고 흡수할 것이다:
(Eabs) = 증기 엔탈피 hvap- 액체 엔탈피 hliq = 864.4 - 484.32 =
(Eabs) = 380 kj/kg (90.779 kcal/kg)
엔-옥탄(Gn - oct)의 이론적 필요량은:
암모니아 1kg에 대해서 (Gn - oct) = 1237 / 380 = 3.255 kg
엔-옥탄 저온 액체 감압과 다른 불가피한 에너지 손실을 설명하기 위해, 암모니아 1kg에 대한 또한 다른 필요성을 만족시키기 위한 엔-옥탄의 필요량이 암모니아 1kg 당 3.8kg(보수적 입장에서)이라고 가정된다.
80%의 시스템 효율을 허용하여, 압력 0.00466bar에서 압력 1.2218bar로 과열된 엔-옥탄(Ecomp - tot) 3.8kg을 압축하기 위해 필요한 총 압축기 일(에너지)은 다음과 같다:
3.8 x ( -38.835/0.8) = -184.466 kj/kg (-44.067 kcal/kg)
한편, 암모니아 1kg에 대한 에너지 보존 및 재활용 압축기(열 펌프)에 의해 저온 저장소에서 고온 저장소로 증가된 네트 에너지 량(Eel)은 다음과 같이 계산된다:
엔-옥탄 1kg 당 증가된 총 에너지:
(Eel) = 1094.8 - 484.32 = 엔-옥탄 610.48 kj/kg (145.84 kcal/kg)
엔-옥탄 3.8kg에 대한, 증가된 에너지 량은:
3.8 x 610.48 = 2319.24 kj ( 554.19 kcal)
이는 1237kj/kg의 암모니아 응축 잠열보다 더욱 크다.
그러나, 상기 에너지 일부는 274K에서 355K로 저온 엔-옥탄 증기를 과열시키기 위해 열교환기(240)에서 사용되며, 이는 실제로 내부에서 재활용된 양이며 "압축기 일에 대한 필요성 없이, 274K에서 355K로 저온 저장소의 온도에 대한 자유 증가 및 상승 단계를 형성한다". 앞서 언급한 바와 같이, 이러한 과열 에너지는 압축기 일을 보충(감소)하며, 그 양은 다음과 같다:
1055.97 - 864.4 = 엔-옥탄 191.565 kj/kg (45.763 kcal/kg)
또한 열교환기(204)에서 사용되기 위해, 1.2218bar의 압력에서 0.00466bar로의 액체 엔-옥탄 감압 과정을 위해 엔-옥탄 25kj/kg를 허용하며, 본 시스템에서 사용되고 274K의 저온 저장소에서 405K의 고온 저장소로 증가된 네트 에너지 량은:
610.48 - 191.565 - 25 = 엔-옥탄 393.91 kj/kg (94.102 kcal/kg)
엔-옥탄 3.8kg 당 증가된 총 에너지(암모니아 1kg 당 필요한)와 시스템 에너지 균형을 지속시키는 것은:
(Eel) = 393.91 x 3.8 = 1496.858 kj/kg ( 357.587 kcal/kg WM)
이러한 에너지는 상대적으로 높은 양이며 또한 암모니아 1kg을 280K에서 390K로 가열하고 이를 7.135MPa(71.35bar)의 압력 하에서 증발시키고, 약 1237kj/kg(295.5kcal/kg)가 필요한, 400K로 추가 가열하는데 필요한 에너지보다 훨씬 더 높다.
그러나, 405K의 높은 온도에서 암모니아 약 266.86kj/kg의 초과 에너지는 시스템 작동의 중요한 요인이 되며, 다음을 위해 사용된다:
a- 터빈의 1단계 이후, 고온 및 고압 암모니아의 중간 과열, 25bar까지 단계 팽창 그리고 터빈의 2단계로 재 공급, 그리고 주로 암모니아 1kg 당 약 220kj이 필요한, 에너지 보존 및 재활용 압축기 작동(열 펌프)의 터빈,
b- 시스템의 열(에너지) 균형의 지속(및 불가피한 에너지 손실 발생), (약 46.86kj/kg 암모이아)
8.4- 암모니아 회로에서 발생된 전력:
앞서 계산된 것처럼, 암모니아 분석 부분에서, 2단계 터빈을 통해 426K 온도까지 과열된 암모니아 1kg/s가 등엔트로피 팽창할 때, 그리고 암모니아가 첫 번째 단계를 통해 71.35bar에서 25bar로 팽창될 때, 이때 두 번째 단계를 통해 다시 400K까지 과열되고 5.5077bar까지 팽창되며, 암모니아로부터 발생된 에너지 양과 암모니아의 두 번의 팽창 단계의 등엔트로피 효율에 대한 설명(가정)은, 약 369.1kj/s이다.
따라서, 또 85%의 다른 시스템 효율을 허용하며, 터빈을 통한 암모니아 유량 1kg/s에 대해 발생하는 네트 전력(Wt)(MW)은 다음과 같다:
(Wt) = (369.1 -184.466/0.85) x 0.001 = 0.152 MW
이는 높은 온도 자원(source)과 낮은 온도 원(해수) 모두로부터 새로운 시스템에 의한 합당한 네트 전력(에너지) 발생이며 현재 전력 발생 시스템과 비교할 때, 매력적인 경제적 이점으로서 용인될 수 있다.
에너지원은 그린 에너지로서 환경적으로 친화적으로 여겨질 수 있으며, 이러한 기술을 채용한 새로운 전력 플랜트를 위한 긍정적인 증거와 기준이 되어야 한다.
9- "아탈라 하렌 사이클(Atalla Harwen cycle)"
도 32의 작동 매체 암모니아의 온도-엔트로피(T-S) 선도 위에 가열 물질 엔-옥탄의 온도-엔트로피(T-s) 선도를 겹쳐 놓음으로써, 전력 발생을 위한 새로운 열기관이 공식화되고 확립된다.
실제 작동 흐름도는 "아탈라 하렌 사이클". "아탈라 하네싱 및 폐기물 재활용 및 물 에너지"으로 열기관(200,300)으로서 도 2 및 도 3에 도시된다. 전력 발생 회로와 에너지 보존 및 재활용 회로를 위해 만들어지고 논의된 모든 분석과 평가는 아탈라 하렌 사이클을 나타내는 열기관(200,300)을 적용할 수 있으며 모든 관련된 새로운 데이터와 정보 및 발명의 단계가 청구된다.
10. 새로운 시스템 성능:
이러한 작동 조건에서의 에너지 보존 및 재활용 압축기(열 펌프 이론)의 성능 지수(COP)는 다음과 같이 계산되고, 가정한다:
a- 이미 사용된 작동 매체 응축기로 응축되고 냉각된 엔-옥탄의 복귀 온도는 282K(9℃) 또는 더 낮다.
b- 압축기 공급 이전의 엔-옥탄 증기의 과열 온도는 355K이다.
여기서: Qout은 온도 Thot에서 고온 저장소로 이송된 열의 양이다.
Qin은 온도 Tcool에서 저온 저장소에서 추출되고 온도 Thot에서 고온 저장소로 이송된 열 에너지이다.
COP = 전체 증가된 열 / 전체 열을 증가시기 위한 이미 사용된 압축기 전력
COP = 8.1747
COP는 또한 엑셀 모드에서도 계산된다 = 8.2805588
그리고 상기 계산된 COP에 상당히 가깝다.
이러한 결과가 특정 물질(엔-옥탄)을 위한 것이며 임의의 선정된 작동 조건하에서라는 것을 언급하는 것이 중요하다. 그러나, 시스템(COP)을 위한 더 나은 결과를 생성할 수 있고 사용될 수 있는 많은 적합하고 아마도 더욱 순수한 화학적인, 다른 물질의 혼합물, 공비 혼합물 등이 있다.
11. 예시 및 엑셀 모델
새로운 전력 플랜트의 구성요소와 장비 각 부분의 매개 변수 및 처리 데이터에 대한 모든 분석과 계산을 설명하고 입증하며 지지하기 위해서, 엑셀 프로그램 모델(Excel program model)이 모든 시스템 장비를 다루는 처리 작동 매개 변수의 일반적인 예시의 모델링 및 계산을 위해 구성 및 구축되었다.
모델링 및 계산은 구성도(도 3의)로 도시된 실시예에 따른, 열기관(200)의 특성과, 참조 번호가 주어진 모든 장비 및 물질 흐름 스트림과, 새로운 플랜트의 전력 회로를 통한 1kg/s의 가정된 작동 매체 암모니아 유량에 근거한다.
본 예시와 모델링의 주된 목표는 다음을 정리하고, 계산하며, 분석하고, 정의하며, 확인하는 것이다:
a- 개별 구성요소(장비의 일부분)와 전체적인 작동 시스템의 질량 균형,
b- 개별 구성요소(장비의 일부분)와 전체적인 작동 시스템의 에너지 균형,
c- 가정 데이터의 수렴과 작동 조건에 의존한 계산된 데이터 결과의 이행,
d- 제안된 새로운 전력 플랜트의 적용 및 제안,
e- 모델링 및 계산 결과의 전체적인 설정을 산출.
f- 시스템 효율 결정
g- 시스템의 네트 전력 생산 결정(긍적적이고 적용가능한 것을 찾을 경우)
h- 시스템 성능 결정
모델링의 결론,
계산은 새로운 전력 플랜트의 예상된 작동 조건 및 매개 변수의 현실적 가정(아래의)의 설정에 근거하였다. 표 1은 모델링 결과를 나타낸다.
상기 제안된 기술의 커다란 경제적 규모의 플랜트를 구성하기 위한 관련된 장비 및 기계의 예상 비용은 이루어지지 않으며 전력 플랜트의 전체적인 금융 및 경제적 계산 및 분석도 또한 이루어지지 않았다.
- 기초 가정:
ⅰ. 작동 매체 암모니아의 유량은 전력 발생 회로(터빈)를 통해 1kg/s로
설정된다.
- 엔-옥탄의 유량은 작동 매체 암모니아를 가진 장비의 각 공동 부분의 상응하는 필요한 열과 질량 균형을 제공하도록 제어되고 설정되며, 유량은 1kg/s이다.
- 에너지 보존 및 재활용 회로를 통한 엔-옥탄(약간 초과한)의 계산된 필요 유량은 암모니아 1kg 당 3.8kg으로 설정된다.
ⅱ. 터빈의 유입구에서 증발 및 과열된 암모니아로의 액체 암모니아의 펌핑 압력과 터빈에서의 이미 사용된 암모니아 압력은 다음과 같이, 작동 기준에 적합하게 임의로 선정된다:
- 터빈 유입 압력은 7.155MPa(71.35bar)이며
상응하는 포화 증기 온도 390K
- 이미 사용된 암모니아 압력은 0.55077MPa(5.5077bar)이며
상응하는 포화 증기 온도는 280K
ⅲ. 압축기를 가로지르는 엔-옥탄의 작동 압력 한계의 정의 및 고정은 암모니아 회로의 작동 기준에 적합하도록 선정되고 열교환기(204)에서 이미 사용된 암모니아의 낮은 온도 응축과 열교환기(211)에서 압축된 암모니아의 높은 오도 증발을 위한 필요한 작동 조건을 제공한다:
- 압축기 유입구 압력은 0.000466MPa(0.00466bar)이며
상응하는 포화 증기 온도 274K,
- 압축기 배출구의 압력은 0.12218MPa(1.2218bar)이며
상응하는 포화 증기 온도 405K
ⅳ. 높은 압력의 증발된 암모니아의 과열 온도는 팽창 과정 중, 터빈 내부의 암모니아 응축을 제거하도록 선정되며 다음과 같다:
- 첫 번째 단계의 과열 온도는 390K에서 426K
- 두 번째 단계의 과열 온도는 331K에서 400K
ⅴ. 엔-옥탄의 과열 온도는 또한 압축 과정 중, 물질의 응축이 최소한으로 또는 어떤 응축도 나타나지 않도록 선정된다:
- 과열 온도는 274K에서 355K
ⅵ. 암모니아와 엔-옥탄 모두의 엔탈피와 엔트로피는 상응하는 온도와 압력에 대하여 페리(Perry)의 "화학 엔지니어링 핸드북"에서 얻어진다.
ⅶ. 274K에서 405K의 온도 범위에서의 엔-옥탄 액체의 비열은 2.35kj/kg.K(합당한)으로 가정된다.
ⅷ. 0.00466bar의 일정 압력 Cp하에서 274K에서 355K의 온도 범위에서의 엔-옥탄 증기의 비열은 2.365kj/kg.K(0.565kcal/kg.℃)(보수적)로 가정된다.
ⅸ. 과열된 엔-옥탄의 엔트로피가 405K에서(1.2218bar의 압력하에서) 포화된 엔-옥탄의 엔트로피와 동일한, 0.00466bar의 일정 압력하에서 과열된 엔-옥탄의 온도는 355K이다.
ⅹ. 암모니아 팽창 터빈(전력 발생)의 등엔트로피 효율은 암모니아 팽창의 첫 번째 및 두 번째 단계 각각을 위해 88%에서 90%로 가정한다,
- 팽창 단계 중 어느 한 단계 중, 터빈 내의 암모니아의 응축이 예상되지 않는다.
ⅹⅰ. 가열 물질을 0.00466bar에서 1.2218bar로 압축하기 위한 에너지 보존 및 재활용 시스템 압축기 일을 계산할 때, 추가로 전체 시스템 효율은 또한 80%(보수적으로)으로 가정한다.
- 또 다른 10%의 허용량은 새로운 시스템의 최종 효율을 계산할 때 기계적 및 자연적 에너지 손실로 이루어진다.
ⅹⅱ. 액체 암모니아 펌프와 다른 펌핑 및/또는 내부 필요성의 재압축을 위한, 암모니아 1kg 당 20kj의 추가 내부 일 필요요건
- 5.5077bar에서 72.5bar로의 액체 암모니아 펌프 작업은, 시스템을 통해 암모니아(1kg 당)의 약 6.5kj/s의 에너지(이론적)를 필요로 한다.
ⅹⅲ. 냉각 및 증발을 위한 냉각수(해수 또는 강물) 원이 있다.
다음의 번호가 매겨진 조항들은 본 발명의 추가 설명을 제공하기 위해 포함된다:
1. 작동 매체를 사용하는 기계적인 일을 생산하기 위한 열기관의 구성:
a. 제1 열교환기(204) 구성:
ⅰ. 에너지 추출 장치로부터 방출된 실질적으로 증기 작동
매체를 수용하기 위한 제1 입력(i1);
ⅱ. 작동 매체에서 가열 물질로 적어도 부분적으로 가열 물질
을 증발시키기 위해 에너지를 이동시키도록 배치된
제1 열교환기의 액체 가열 물질을 실질적으로 수용
하기 위한 제2 입력(i2); 및
ⅲ. 증발된 가열 물질을 출력하기 위한 제1 출력(o1);
b. 가열 물질을 압축하며 이로써 증발된 가열 물질의 적어도 일부분을 증기 상태에서 액체 상태로 변화시키는, 증발된 가열 물질을 압축하기 위한 제1 열교환기의 제1 출력에 연결된 압축기(231); 및
c. 제2 열교환기(204) 구성:
ⅰ. 압축기로부터 적어도 부분적으로 액체 가열 물질을
수용하기 위한 제1 입력(i3);
ⅱ. 제1 열교환기로부터 받은 작동 매체를 적어도 부분적으로
증발시키기 위해 제1 열교환기로부터 받은 작동 매체로
에너지를 전송하도록 제2 열교환기가 배치되며, 제1
열교환기로부터 방출된 액체 작동 매체를 수용하기 위한
제2 입력(i4).
2. 작동 매체를 사용하여 기계적인 일을 생산하기 위한 열기관에 사용되는 열 펌프 구성:
a. 제1 열교환기(204)의 구성:
ⅰ. 실질적으로 에너지 추출 장치에서 방출된 증기 작동
매체를 수용하기 위한 제1 입력(i1);
ⅱ. 작동 매체에서 가열 물질로 적어도 부분적으로 가열 물질
을 증발시키기 위해 에너지를 전송하도록 배치된
제1 열교환기의 액체 가열 물질을 실질적으로 수용
하기 위한 제2 입력(i2); 및
ⅲ. 증발된 가열 물질을 출력하기 위한 제1 출력(o1);
b. 가열 물질을 압축하며 이로써 증발된 가열 물질의 적어도 일부분을 증기 상태에서 액체 상태로 변화시키는, 증발된 가열 물질을 압축하기 위한 제1 열교환기의 제1 출력에 연결된 압축기(231); 및
c. 제2 열교환기(204) 구성:
ⅰ. 압축기로부터 적어도 부분적으로 액체 가열 물질을
수용하기 위한 제1 입력(i3);
ⅱ. 제1 열교환기로부터 받은 작동 매체를 적어도 부분적으로
증발시키기 위해 제1 열교환기로부터 받은 작동 매체로
에너지를 전송하도록 제2 열교환기가 배치되며, 제1
열교환기로부터 방출된 액체 작동 매체를 수용하기 위한
제2 입력(i4).
3. 조항 1에 따른 열기관 또는 조항 2에 따른 열 펌프의 제1 열교환기는 가열 물질 모두를 실질적으로 증발시키기 위해 작동 매체에서 가열 물질로 에너지를 전송하도록 배치된다.
4. 조항 1에 따른 열기관 또는 조항 2에 따른 열 펌프에 있어서, 일정 체적(Cv)의 비열용량으로 일정 압력(Cp)에서의 가열 물질의 비열 용량을 나눈, (n)은, 약 270K 켈빈 온도에서, 대략 1.08보다 작으며, 바람직하게 1.065보다 작다.
5. 조항 1에 따른 열기관 또는 조항 2에 따른 열 펌프에 있어서, 일정 체적(Cv)의 비열용량으로 일정 압력(Cp)에서의 가열 물질의 비열 용량을 나눈, (n)은, 270K에서 375K까지 사이의 온도에서 측정된 1.03에서 1.06까지의 범위에 있다.
6. 어떤 앞선 조항에 따른 열기관 또는 열펌프에 있어서, 가열 물질은 엔-옥탄(n-Octane), 엔-헵탄(n-Haptane), 엔-부틸포름산(n-Butylformate), 디에틸아민 (Diethylamine), 팬틸아민(Pentylamine), 팬틸알콜(Pentylalcohol)을 구성하는 그룹에서 선정된다.
7. 어떤 앞선 조항에 따른 열기관 또는 열펌프에 있어서, 작동 매체는 가열 물질의 비열용량 비율(Cp/Cv)보다 큰 비열용량 비율(Cp/Cv)을 가진다.
8. 어떤 앞선 조항에 따른 열기관 또는 열펌프에 있어서, 제1 열교환기는 실질적으로 일정한 온도에서 그리고 바람직하게 실질적으로 일정한 압력에서 작동 매체에서 가열 물질로 에너지를 전송하도록 배치된다.
9. 어떤 앞선 조항에 따른 열기관 또는 열펌프에 있어서, 제2 열교환기는 실질적으로 일정한 온도에서 그리고 바람직하게 실질적으로 일정한 압력에서 가열 물질에서 작동 매체로 에너지를 전송하도록 배치된다.
10. 어떤 앞선 조항에 따른 열기관 또는 열펌프에 있어서, 압축기는 다단계 압축기이다.
11. 어떤 앞선 조항에 따른 열기관 또는 열펌프에 있어서, 제1 열교환기는 제1 열교환기 내에서 응축된 액체 작동 매체를 출력하기 위한 제2 출력(o2)을 구비한다.
12. 어떤 앞선 조항에 따른 열기관 또는 열펌프에 있어서, 제2 열교환기는 증발된 작동 매체를 적어도 부분적으로 출력하기 위한 제1 출력(o3)과 제2 열교환기기에서 응축된 액체 가열 물질을 출력하기 위한 제2 출력(o4)을 구비한다.
13. 작동 매체를 사용하여 기계적인 일을 생산하기 위한 열기관의 구성:
a. 작동 매체로부터 에너지를 추출하기 위해 그리고 추출된 에너지를 사용하여 가열 물질을 적어도 일부분 증발시키기 위해 배치된, 작동 매체 및 가열 물질과 연결된 제1 열교환기(204);
b. 증발된 가열 물질의 적어도 일부분을 증기에서 액체로 압축하기 위한 열교환기와 연결된 압축기(231); 및
c. 압축기에 의해 압축된 액체 가열 물질에서 작동 매체로 에너지를 전송하도록 배치된, 작동 매체 및 액체 가열 물질에 연결된 제2 열교환기(204).
14. 작동 매체를 이용하여 기계적인 일을 생산하기 위한 열기관용 열 펌프의 구성:
a. 작동 매체로부터 에너지를 추출하기 위해 그리고 추출된 에너지를 사용하여 가열 물질을 적어도 일부분 증발시키기 위해 배치된, 작동 매체 및 가열 물질과 연결된 제1 열교환기(204);
b. 증발된 가열 물질의 적어도 일부분을 증기에서 액체로 압축하기 위한 열교환기와 연결된 압축기(231); 및
c. 압축기에 의해 압축된 액체 가열 물질에서 작동 매체로 에너지를 전송하도록 배치된, 작동 매체 및 액체 가열 물질에 연결된 제2 열교환기(204).
15. 조항 13에 따른 열기관 또는 조항 14에 따른 열펌프에 있어서, 제1 열교환기는 가열 물질 모두를 실질적으로 증발시키기 위해 배치된다.
16. 조항 13에 따른 열기관 또는 조항 14에 따른 열펌프에 있어서, 제1 및 제2 열교환기는 에너지 발생 회로를 통해 작동 매체와 연결되며 바람직하게 제1 및 제2 열교환기는 에너지 보존 회로를 통해 가열 물질에 연결되며 특히 에너지 발생 회로 및 보존 회로는 실질적으로 반대 방향으로 흐른다.
17. 작동 매체로 작동하도록 배치된 선행된 어떤 조항에 따른 열기관 또는 열 펌프는 대략 섭씨 0도에서 220도의 온도 범위에서 작동한다.
18. 폐회로 시스템에서 사용되기 위한 선행된 어떤 조항에 따른 열기관 또는 열 펌프.
12- 모델링 및 분석의 결과:
표 1에는, 어떤 추가 사이클 횟수를 위해 반복할 수 있는, 선정된 기초 가정 설정에 근거한, 열기관 작동의 전체 한 사이클을 함께 형성하는 각 개별 작동 부분의 모델링 프로그램 구성요소와, 상호작용 및 계산 결과가 나타난다. 데이터는 또한 작동 매체 암모니아의 어떤 다른 유량과 작동 조건에 대해 비슷하고 비례할 수 있다. 표는 다음의 결과를 나타낸다:
1. 제안된 새로운 전력 발생 열기관(플랜트)은 시스템으로 유도된 에너지로부터 상당한 양의 네트 에너지를 생산하고 57%이상의 높은 효율을 달성한다,
- 상기 효율은, 일반적으로 45% 이하인, 전력 플랜트에 근거한 고압 고온 스팀의 현재 종래의 전력 발생 시스템에서보다 상당히 높은 효율이다.
2. 제안된 새로운 전력 발생 열기관(플랜트)는 상당히 높은 성능 계수(COP), 8.2805588을 달성한다,
- 상기 성능 계수는, 고온 및 저온 저장소 사이의 매우 높은 온도차(델타,delta)의 유사한 작동 조건하에서 비교가능한 종래의 열(에너지) 상승 시스템의 성능보다 훨씬 더 높은 COP이다.
- 상기 저온 저장소에서 작동하는 새로운 시스템의 높은 성능은, 또한 해수와 같은 저온에서 더 많은 에너지를 흡수하고 이를 암모니아 증발에 사용되도록 상승시킬 기회를 제공할 수 있다.
3. 전력 플랜트 규모에 비례하여 확장함으로써, 임의의 필요한 용량 플랜트는 채용된 물질의 야금 및 기계적 한계 내에서 설계되고 제작될 수 있다. 예를 들어, 100MW의 플랜트 용량이 필요할 경우, 이때 시스템을 통과하는 암모니아 유량(Gamm)은 다음과 같이(대략적으로) 예상된다:
(Gamm) = 100 / 0.15963 = 626.449 kg/s , 또는:
(Gamm) = 626.449 x 3600/1000 = 2255 ton/h
이는, 팽창의 마지막에서 이미 사용된 암모니아의 밀도가 약 4kg/㎥이므로, 암모니아의 유량, 특히 체적 유량은, 매우 높은 유량이 아니며, 체적 유량은 다음과 같다:
터빈 유입구 = (2255 x 1000) / (55 x 3600) = 11.39 ㎥/s
터빈 유출구 = (2255 x 1000) / (4 x 3600) = 156.612 ㎥/s
체적 유량은 높지 않으며 취급하는 기계적 장비와 터빈은 지나치게 대형 사이즈거나 또는 상대적으로 높은 비용일 것으로 예상되지 않는다.
스팀 2200t/h의 종래의 전력 플랜트의 예로써, 0.15bar(abs)에서의 저압 스팀의 체적 유량은 다음과 같을 것으로 예상된다:
(2200 x 1000) x 15/3600 = 9200 ㎥/s
비록 종래 플랜트의 용량이 약 650MW에서 800MW이 될지라도, 배관 및 다른 장비를 통과하는 기체의 허용가능한 선형 속도를 취하며, 비교할만한 새로운 전력 플랜트에 대한 관련 장비의 크기는 가열 물질 압축기의 초기 단계 외에도 여전히 충분히 작을(아마도 또한 적은 비용으로) 수 있다.
4. 경제적인 규모로 설치된 플랜트의 각 1MW 용량 당 US$ 달러 조건으로의 특정 비용은, 새로운 기술의 현실적 원가 요소의 부재로 인해, 결정되지 않는다.
- 그러나, 특이하거나 또는 복잡한 관련 기술의 구성요소가 없기 때문에, 장비는 대부분 암모니아 터빈, 엔-옥탄 압축기 그리고 다수의 열교환기 및 저장 탱크이며, 추가로 보통 배관과 밸브이며, 본 기술로 발전소를 구성하고 설치하는 예상 비용은 현재 석탄 화력 발전소보다 더 높지 않을 것으로 예상된다. 새로운 기술이 현저히 비용이 절감되고 더욱 경제적이라고 실제로 예상된다.
5. "아탈라 하렌 사이클"에 따른 향후 실제 실험과 실행은, 경제적 특성 및 데이터를 지원하는 것과 함께, 표 1에서 나타난 것에 가까운 결과를 달성하고 지원하면,(또는 초과하면) 향후 전력 플랜트 기술을 위한 선택은 넓어질 수 있으며 상기 새로운 기술은 폭넓은(높은) 주의와 관심을 끌 수 있다.
향후 "아탈라 하렌 사이클"의 플랜트 구성 및 구성요소의 최적화는 또한 다음과 같은, 선정 과정에 추가 장점을 제공할 수 있다:
a- 더 나은 가열 물질의 공급과, 작동 매체를 더 적게 늘리는 것,
b- 더 높은 전력 발생 효율,
c- 실용적 설계와 공학기술적 이론 및 접근의 제공,
d- 운용성 및 장비의 단순화,
e- 덜 가혹한 작동 조건의 제공,
f- 장비 및 기계의 합리적인(경쟁력 있는) 비용,
g- 여러 지리적 위치에 대한 적응성,
h- 운영상 안전 및 인체 안전성
i- 장기간 전력 발생을 위한 기술의 환경친화적 선택
등등
6. 계산 결과는 또한 제안된 새로운 전력 발생 시스템이 다음을 성취하는 것에 관하여 작동하는 것을 나타낸다:
- 장비 및 전체 시스템의 개별 부분의 자재 균형,
- 작동 조건의 적정 예시의 가정한 임의 설정에 근거한, 장비 및 전체 시스템의 개별 부분의 에너지 균형,
- 네트 전력을 발생하는 두 가지 회로의 작동의 상호작용 및 순차적 동기화,
7. 작동 조건은 더 나아가 최대로 활용될 수 있으며 다음의 다른 것에 맞게 맞춰질 수 있다:
- 작동 매체,
- 가열 물질,
- 작동 조건의 설정,
- 시스템 구성 및 흐름도
등등
101 : 고온 고압 수증기 102 : 터빈
103 : 저압 수증기 104 : 응축기
105 : 응축액 저장 탱크 106 : 펌프
107 : 보일러 108 : 연료 연소
200 : 열기관 202 : 에너지 추출 장치(터빈)
203 : 이미 사용된 작동 매체 204 : 열교환 수단
205 : 응축된 작동 매체 206 : 저장 탱크
207 : 펌프
208 : 액상 작동 매체 암모니아 209 : 열교환기
210 : 고압 작동 매체 암모니아 211 : 열교환기
216 : 액체 작동 매체 231 : 압축기
232 : 압축된 가열 물질 엔-옥탄
235 : 가열 물질 저장 탱크
236 : 저온 에너지 보존 및 재활용 물질 엔-옥탄
237 : 기체 및 증기 스트림 240 : 제2 열교환 수단
305 : 리치 용제(rich solvent) 317 : 린 용제(lean solvent)
319 : 린 용제 열교환기
103 : 저압 수증기 104 : 응축기
105 : 응축액 저장 탱크 106 : 펌프
107 : 보일러 108 : 연료 연소
200 : 열기관 202 : 에너지 추출 장치(터빈)
203 : 이미 사용된 작동 매체 204 : 열교환 수단
205 : 응축된 작동 매체 206 : 저장 탱크
207 : 펌프
208 : 액상 작동 매체 암모니아 209 : 열교환기
210 : 고압 작동 매체 암모니아 211 : 열교환기
216 : 액체 작동 매체 231 : 압축기
232 : 압축된 가열 물질 엔-옥탄
235 : 가열 물질 저장 탱크
236 : 저온 에너지 보존 및 재활용 물질 엔-옥탄
237 : 기체 및 증기 스트림 240 : 제2 열교환 수단
305 : 리치 용제(rich solvent) 317 : 린 용제(lean solvent)
319 : 린 용제 열교환기
Claims (44)
- a. 가열 물질을 증발시키기 위해 에너지 추출 장치(202)에서 방출된 작동 매체로부터 열을 가열 물질로 전달하기 위한 열교환 수단(204);
b. 증발된 가열 물질로 추가로 열을 전달하기 위한 제2 열교환 수단(240);
c. 추가로 가열된 가열 물질을 압축하기 위해 배치된, 제2 열교환 수단에 연결되어 있는, 압축 수단(231); 및
d. 압축된 가열 물질에서 작동 매체로 열을 전달하기 위한 제3 열교환 수단(211)으로 구성된, 기계적인 일 또는 다른 형태의 에너지를 생산하는 열기관의 작동 매체의 열 또는 에너지를 재활용하기 위한 시스템.
- 제1항에 있어서, 제2 열교환 수단(240)이 증발된 가열 물질을 과열시키도록 배치된, 기계적인 일 또는 다른 형태의 에너지를 생산하는 열기관의 작동 매체의 열 또는 에너지를 재활용하기 위한 시스템.
- 제1항 또는 제2항에 있어서, 상기 열교환 수단은 가열물질을 수용하고, 가열 물질 모두를 실질적으로 증발시키기 위해 에너지 추출 장치로부터 방출된 작동 매체의 열을 전달하도록 배치된 열교환기(204)를 구비하는, 기계적인 일 또는 다른 형태의 에너지를 생산하는 열기관의 작동 매체의 열 또는 에너지를 재활용하기 위한 시스템.
- 제1항 내지 제3항 중 어느 한 항에 있어서, 상기 제2 열교환 수단(240)은 열교환기 또는 열교환 수단(204)으로부터 증발된 가열 물질을 수용하고 열교환 수단(204) 또는 열교환기로부터 수용된 가열 물질에서 증발된 가열 물질에 열을 추가로 전달하도록 배치된 제2 열교환기(240)을 구비하는, 기계적인 일 또는 다른 형태의 에너지를 생산하는 열기관의 작동 매체의 열 또는 에너지를 재활용하기 위한 시스템.
- 제1항 내지 제4항 중 어느 한 항에 있어서, 상기 제3 열교환 수단은 작동 매체로 열을 전달하기 위해 그리고 바람직하게는 모든 작동 매체를 실질적으로 증발시키기 위해 그리고 압축 수단(231)으로부터 압축된 가열 물질을 수용하기 위해 배치된 제3 열교환기(211)가 구비된, 기계적인 일 또는 다른 형태의 에너지를 생산하는 열기관의 작동 매체의 열 또는 에너지를 재활용하기 위한 시스템.
- 제1항 내지 제5항 중 어느 한 항에 있어서, 일정 압력에서 가열 물질의 비열 용량(Cp)을 일정 체적에서 가열 물질의 비열 용량(Cv)으로 나눈 값 (n)이 대략 1.08보다 작고, 바람직하게 1.02에서 1.05 범위에 있는, 더욱 바람직하게는 270K에서 420K의 켈빈(Kelvin) 온도 범위에서 상기 값(n)이 적정 범위에 있는, 기계적인 일 또는 다른 형태의 에너지를 생산하는 열기관의 작동 매체의 열 또는 에너지를 재활용하기 위한 시스템.
- 제1항 내지 제6항 중 어느 한 항에 있어서, 상기 열교환 수단(204)은 가열 물질에 열을 추가하도록 배치되어 가열 물질이 실질적으로 오로지 액체 상태에서 실질적으로 오로지 증기 상태로 상 변화 경계를 가로지르게 되는, 기계적인 일 또는 다른 형태의 에너지를 생산하는 열기관의 작동 매체의 열 또는 에너지를 재활용하기 위한 시스템.
- 제1항 내지 제7항 중 어느 한 항에 있어서, 상기 열교환 수단(204)이 에너지 추출 장치로부터 방출된 작동 매체의 열을 추출하도록 배치되어 작동 매체가 실질적으로 오로지 증기 또는 증기-액체 상태에서 실질적으로 오로지 액체 상태로 상 변화 경계를 가로지르게 되는, 기계적인 일 또는 다른 형태의 에너지를 생산하는 열기관의 작동 매체의 열 또는 에너지를 재활용하기 위한 시스템.
- 제1항 내지 제8항 중 어느 한 항에 있어서, 상기 열교환 수단(204)은 실질적으로 일정한 압력에서 그리고 바람직하게는 실질적으로 일정한 온도에서 작동 매체로부터 가열 물질로 열을 전달하도록 배치된, 기계적인 일 또는 다른 형태의 에너지를 생산하는 열기관의 작동 매체의 열 또는 에너지를 재활용하기 위한 시스템.
- 제1항 내지 제9항 중 어느 한 항에 있어서, 상기 제2 열교환 수단(240)이 증발된 가열 물질을 가열 물질의 포화점 너머로 가열시키도록 배치되는, 기계적인 일 또는 다른 형태의 에너지를 생산하는 열기관의 작동 매체의 열 또는 에너지를 재활용하기 위한 시스템.
- 제1항 내지 제10항 중 어느 한 항에 있어서, 상기 제2 열교환 수단(240)이 실질적으로 일정한 압력에서 증발된 가열 물질을 가열하도록 배치되는, 기계적인 일 또는 다른 형태의 에너지를 생산하는 열기관의 작동 매체의 열 또는 에너지를 재활용하기 위한 시스템.
- 제1항 내지 제11항 중 어느 한 항에 있어서, 상기 압축 수단(231)으로의 유입구에서 상기 추가로 가열된 가열 물질의 엔트로피가 압축 수단(231)의 배출구에서의 가열 물질의 엔트로피와 실질적으로 같거나 보다 큰, 기계적인 일 또는 다른 형태의 에너지를 생산하는 열기관의 작동 매체의 열 또는 에너지를 재활용하기 위한 시스템.
- 제1항 내지 제12항 중 어느 한 항에 있어서, 상기 압축 수단(231)은 압축 수단의 배출구에서 포화 증기 압력으로 과열된 가열 물질을 등엔트로피 압축하도록 배치되며, 상기 압축 수단의 압축기 내에는 실질적으로 가열 물질의 응축이 없으며 즉, 압축 수단(231)에서 압축된 가열 물질은 실질적으로 오로지 증기 상태인, 기계적인 일 또는 다른 형태의 에너지를 생산하는 열기관의 작동 매체의 열 또는 에너지를 재활용하기 위한 시스템.
- 제1항 내지 제13항 중 어느 한 항에 있어서, 상기 제2 열교환 수단(240)이 실질적으로 270K에서 400K의 온도 사이에서 조금더 바람직하게는 270K에서 360K의 온도 사이에서 열을 더하도록 배치되는, 기계적인 일 또는 다른 형태의 에너지를 생산하는 열기관의 작동 매체의 열 또는 에너지를 재활용하기 위한 시스템.
- 제1항 내지 제14항 중 어느 한 항에 있어서, 상기 열교환 수단(204)이 이 열교환 수단(204)에서 산출된 가열 물질을 실질적으로 완전히 증발시키도록 배치되는, 기계적인 일 또는 다른 형태의 에너지를 생산하는 열기관의 작동 매체의 열 또는 에너지를 재활용하기 위한 시스템.
- 제1항 내지 제15항 중 어느 한 항에 있어서, 각각의 열교환 수단이 제1 및/또는 제2 폐-회로 열역학 사이클에 연결된, 기계적인 일 또는 다른 형태의 에너지를 생산하는 열기관의 작동 매체의 열 또는 에너지를 재활용하기 위한 시스템.
- 제1항 내지 제16항 중 어느 한 항에 있어서, 상기 가열 물질은 작동 매체 물질과 다른 물질을 구비하는, 기계적인 일 또는 다른 형태의 에너지를 생산하는 열기관의 작동 매체의 열 또는 에너지를 재활용하기 위한 시스템.
- 제1항 내지 제7항 중 어느 한 항에 있어서, 각각의 열교환 수단은 가열 물질이 작동 매체와 분리되어 있도록 배치되는, 기계적인 일 또는 다른 형태의 에너지를 생산하는 열기관의 작동 매체의 열 또는 에너지를 재활용하기 위한 시스템.
- 제1항 내지 제18항 중 어느 한 항에 있어서, 상기 압축 수단은 가열 물질을 등엔트로피 압축하도록 배치되는, 기계적인 일 또는 다른 형태의 에너지를 생산하는 열기관의 작동 매체의 열 또는 에너지를 재활용하기 위한 시스템.
- 제1항 내지 제19항 중 어느 한 항에 있어서, 상기 압축 수단은 실질적으로 증기-단일 상태에서 증기-액체 혼합물로 가열 물질을 압축하도록 배치되는, 기계적인 일 또는 다른 형태의 에너지를 생산하는 열기관의 작동 매체의 열 또는 에너지를 재활용하기 위한 시스템.
- 제1항 내지 제20항 중 어느 한 항에 있어서, 상기 제3 열교환 수단(211)은 실질적으로 일정한 온도에서 그리고 바람직하게 일정한 압력에서 상기 가열 물질로부터 작동 매체에 열을 전달하도록 배치되는, 기계적인 일 또는 다른 형태의 에너지를 생산하는 열기관의 작동 매체의 열 또는 에너지를 재활용하기 위한 시스템.
- 제1항 내지 제21항 중 어느 한 항에 있어서, 상기 일정한 압력에서 작동 매체의 비열 용량(Cp)을 일정한 체적에서 작동 매체의 비열 용량(Cv)으로 나눈 값 (n)이 바람직하게는 270K에서 420K까지의 온도에서 측정된 1.215에서 1.6까지의 범위에 있는, 기계적인 일 또는 다른 형태의 에너지를 생산하는 열기관의 작동 매체의 열 또는 에너지를 재활용하기 위한 시스템.
- 제1항 내지 제22항 중 어느 한 항에 있어서, 상기 가열 물질이 엔-옥탄(n-Octane), 엔-헵탄(n-Heptane), 부틸포름(Butylformte), 디에틸아민(Diethylamine), 펜틸아민(Pentylamine), 펜틸알콜(Pentylalcohol) 또는 이들의 혼합물로 구성된 물질 그룹에서 선택되는, 기계적인 일 또는 다른 형태의 에너지를 생산하는 열기관의 작동 매체의 열 또는 에너지를 재활용하기 위한 시스템.
- 제1항 내지 제23항 중 어느 한 항에 있어서, 상기 가열 물질은 엔-옥탄이며 작동 매체는 암모니아 또는 암모니아와 물의 혼합물인, 기계적인 일 또는 다른 형태의 에너지를 생산하는 열기관의 작동 매체의 열 또는 에너지를 재활용하기 위한 시스템.
- 제1항 내지 제24항 중 어느 한 항에 있어서, 상기 작동 매체는 가열 물질의 비열 용량 비율(Cp/Cv)보다 큰 비열 용량 비율(Cp/Cv)을 갖는, 기계적인 일 또는 다른 형태의 에너지를 생산하는 열기관의 작동 매체의 열 또는 에너지를 재활용하기 위한 시스템.
- 제1항 내지 제25항 중 어느 한 항에 있어서, 상기 압축 수단(231)은 단일 또는 다단계 압축기인, 기계적인 일 또는 다른 형태의 에너지를 생산하는 열기관의 작동 매체의 열 또는 에너지를 재활용하기 위한 시스템.
- 제1항 내지 제26항 중 어느 한 항에 있어서, 상기 작동 매체는 대략 275K에서 450K의 온도 범위에서 작동하며 바람직하게 가열 물질은 대략 270K에서 460K의 온도의 범위에서 작동하는, 기계적인 일 또는 다른 형태의 에너지를 생산하는 열기관의 작동 매체의 열 또는 에너지를 재활용하기 위한 시스템.
- 제1항 내지 제27항 중 어느 한 항에 있어서, 상기 에너지 추출 장치(202)의 제1 단계에서 받은 팽창된 작동 매체를 부분적으로 과열시키며, 상기 가열 물질을 응축하고 에너지 추출장치의 제1 단계로부터 받은 상기 부분적으로 팽창된 작동 매체로 열을 전달하도록 배치된 제4 열교환 수단(202b)가 추가로 구비되는, 기계적인 일 또는 다른 형태의 에너지를 생산하는 열기관의 작동 매체의 열 또는 에너지를 재활용하기 위한 시스템.
- 제1항 내지 제28항 중 어느 한 항에 있어서, 상기 열교환 수단(204)에서 상기 가열 물질의 흐름률은 열교환 수단(204)에서의 작동 매체 흐름률의 대략 2배에서 5배의 범위내에 있는, 기계적인 일 또는 다른 형태의 에너지를 생산하는 열기관의 작동 매체의 열 또는 에너지를 재활용하기 위한 시스템.
- 제1항 내지 제29항 중 어느 한 항에 있어서, 실질적으로 에너지 추출 장치에서 방출된 모든 작동 매체가 응축되도록, 상기 열교환기(204)에서 상기 가열 물질의 흐름률이 제어되는, 기계적인 일 또는 다른 형태의 에너지를 생산하는 열기관의 작동 매체의 열 또는 에너지를 재활용하기 위한 시스템.
- 제1항 내지 제30항 중 어느 한 항에 있어서, 상기 압축 수단에서 방출된 압축된 가열 물질의 엔트로피는 제2 열교환 수단에서 방출된 가열 물질의 엔트로피와 실질적으로 동일하며, 바람직하게는 압축 과정이 실질적으로 등엔트로피 과정인, 기계적인 일 또는 다른 형태의 에너지를 생산하는 열기관의 작동 매체의 열 또는 에너지를 재활용하기 위한 시스템.
- 제1항 내지 제31항 중 어느 한 항에 있어서, 상기 제3 열교환 수단(211)에 의해 수용된 가열 물질의 포화 응축 온도는 제3 열교환 수단에 의해 수용된 작동 매체의 증발 포화 온도보다 더 높으며, 바람직하게는 10도 이상 높은, 기계적인 일 또는 다른 형태의 에너지를 생산하는 열기관의 작동 매체의 열 또는 에너지를 재활용하기 위한 시스템.
- 제1항 내지 제32항 중 어느 한 항에 있어서, 상기 시스템은 작동 매체를 가열하고, 증발시키며 그리고 바람직하게는 과열시키기 위해 그리고 특히 기계적인 일 또는 다른 형태의 에너지를 생산하기 위해, 보일러와 같은 추가 열원에서 열을 받도록 배치된 추가 열교환기(215) 및/또는 보일러(900,1000)와 연결되는, 기계적인 일 또는 다른 형태의 에너지를 생산하는 열기관의 작동 매체의 열 또는 에너지를 재활용하기 위한 시스템.
- 제1항 내지 제33항 중 어느 한 항에 있어서, 상기 시스템은 상기 가열 물질을 가열하고 바람직하게는 증발시키기 위해 그리고 기계적인 일 또는 다른 형태의 에너지를 생산하기 위해 가열 물질로 열을 전달하기 위해, 해수 또는 담수 열원과 같은 추가로 부가적인 열원으로부터 열을 수용하도록 배치된 부가적인 열교환기(256)와 연결되는, 기계적인 일 또는 다른 형태의 에너지를 생산하는 열기관의 작동 매체의 열 또는 에너지를 재활용하기 위한 시스템.
- 제1항 내지 제34항 중 어느 한 항에 있어서, 상기 열교환 수단(204)과 상기 제3 열교환 수단(211)이 하나 이상의 외부 원천에서 부가적으로 열을 도입하기 위한 수단과 함께 열 재활용 회로에 연결되며, 상기 에너지 추출 수단(202)은 바람직하게 제1 폐회로에 연결되는, 기계적인 일 또는 다른 형태의 에너지를 생산하는 열기관의 작동 매체의 열 또는 에너지를 재활용하기 위한 시스템.
- 제1항 내지 제35항 중 어느 한 항에 있어서, 상기 가열 물질은 단일 또는 다중 성분 물질이며 또는 작동 매체는 단일 또는 다중 성분 물질인, 기계적인 일 또는 다른 형태의 에너지를 생산하는 열기관의 작동 매체의 열 또는 에너지를 재활용하기 위한 시스템.
- 제1항 내지 제36항 중 어느 한 항에 있어서, 상기 에너지 추출 장치로부터 방출된 작동 매체의 열 재활용을 위한 시스템은 제2 폐회로에서 작동하는, 기계적인 일 또는 다른 형태의 에너지를 생산하는 열기관의 작동 매체의 열 또는 에너지를 재활용하기 위한 시스템.
- 제1항 내지 제34항 중 어느 한 항에 따른, 기계적인 일 또는 다른 형태의 에너지를 생산하는 열기관의 작동 매체의 열 또는 에너지를 재활용하기 위한 시스템을 포함하는, 기계적인 일을 생산하기 위한 열기관.
- a. 열원에서 가열 물질로 열을 전달함으로써 가열 물질을 증발시키기 위한 열교환 수단(256)과;
b. 증발된 가열 물질로 추가로 열을 전달함으로써 증발된 가열 물질을 추가로 가열하기 위한 제2 열교환 수단(240);
c. 추가 가열된 가열 물질을 압축하도록 배치된 제2 열교환 수단에 연결된 압축 수단(231); 및
d. 냉각제를 응축하기 위해 압축된 가열 물질로부터 열을 전달하기 위한 제3 열교환 수단(211)으로 구성된, 가열 물질을 사용하여 열원에서 열 싱크(heat sink)로 열을 전달하기 위한 열 펌프.
- 제39항에 있어서, 상기 제2 열교환 수단(240)이 상기 열교환 수단(256)으로부터 증발된 가열 물질을 수용하고 상기 열교환 수단(256)에서 받은 가열 물질로부터 증발된 가열 물질에 추가로 열을 전달하도록 배치되는, 가열 물질을 사용하여 열원에서 열 싱크(heat sink)로 열을 전달하기 위한 열 펌프.
- 제39항에 있어서, 상기 열원이 상기 열 싱크보다 더 온도가 낮은, 가열 물질을 사용하여 열원에서 열 싱크(heat sink)로 열을 전달하기 위한 열 펌프.
- 제39항 내지 제41항 중 어느 한 항에 있어서, 상기 제2 열교환 수단이 더 고온의 가열 물질에서 더 저온의 가열 물질로 추가로 열을 전달하는, 가열 물질을 사용하여 열원에서 열 싱크(heat sink)로 열을 전달하기 위한 열 펌프.
- 열을 재활용하는 방법에 있어서,
a. 가열 물질을 증발시키기 위해 에너지 추출 장치(202)로부터 방출된 작동 매체로부터 가열 물질로 열을 전달하는 단계;
b. 증발된 상기 가열 물질로 추가로 열을 전달하는 단계;
c. 추가로 가열된 가열 물질을 압축하는 단계; 및
d. 압축된 가열 물질에서 작동 매체로 열을 전달하는 단계로 구성된 열을 재활용하는 방법.
- 냉각 사이클 단계에 있어서,
a. 열원에서 가열 물질로 열을 전달함으로써 가열 물질을 증발시키는 단계;
b. 증발된 가열 물질로 추가로 열을 전달함으로써 증발된 가열 물질을 추가로 가열하는 단계;
c. 추가로 가열된 가열 물질을 압축하는 단계;
d. 냉각재를 응축하기 위해 압축된 가열 물질로부터 열을 전달하는 단계를 포함하여 구성된 냉각 사이클을 작동하는 방법.
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