DE3881600T2

DE3881600T2 - Chemische Verfahren mit exothermen Reaktionen.

Info

Publication number: DE3881600T2
Application number: DE88306939T
Authority: DE
Inventors: Leur Johan Eric Le; Bodo Linnhoff; Bruce Leonard Pretty
Original assignee: British Technology Group Ltd
Current assignee: BTG International Ltd
Priority date: 1987-07-29
Filing date: 1988-07-28
Publication date: 1993-09-30
Anticipated expiration: 2008-07-29
Also published as: WO1989001091A1; US5131220A; DE3881600D1; FI900430A7; FI900430A0; KR890701880A; EP0301844A1; DK21790A; EP0381676A1; DK21790D0; EP0301844B1

Description

Die vorliegende Erfindung betrifft chemische Verfahren mit exothermen Reaktionen, in welchen Arbeit (um z.B. elektrische Leistung zu erzeugen) durch Expansion eines heißen Gases aus der Reaktion erzeugt wird.
Die Erfindung betrifft insbesondere chemische Verfahren mit exothermen Reaktionen, welche bei erhöhten Drücken (d.h. über Atmosphärendruck) ausgeführt werden und welche Produkte oder Zwischenstufen von Gasströmen bei hohen Temperaturen und erhöhten Drücken erzeugen. Es gibt viele solche Verfahren, die industriell durchgeführt werden, einschließlich auf Luft basierende chemische Reaktionen, zum Beispiel die Oxidation von Ammoniak bei der Herstellung von Salpetersäure, siehe z.B. GB-A-1146292, und die Oxidation von Schwefel bei der Herstellung von Schwefelsäure.
Ein Gesichtspunkt aller solcher Verfahren, der für die vorliegende Erfindung relevant ist, ist, daß sie die Kompression von Betiebsgas (d.h. des Gases, welches an der Reaktion teilnimmt), Übergangsgas oder Umwälzgas und die Erzeugung von Arbeit durch Expansion eines Abfluß- oder Übergangsgasstroms des Heiß-Verfahrens, z.B. in einer Leistungs-rückgewinnenden Turbine einschließen.
Der Ausstoß der Leistungs-rückgewinnende Turbine kann verwendet werden, jede Form von Wellenarbeit einschließlich, aber nicht darauf limitiert, Kompressionsbedarf innerhalb des Verfahrens, externen Kompressionsbedarf oder zur Erzeugung elektrischer Leistung bereitzustellen. Der Abflußoder Übergangsgasstrom kann vor dem Eintritt in die Leistungs-rückgewinnende Turbine, einer Temperaturverstärkung unterliegen, um die Wirksamkeit der Leistungsrückgewinnung zu steigern. Mit oder ohne solcher Hochtemperaturverstärkung, weisen die Verfahren ebenfalls einen Überschuß von Hitze hoher Temperatur (wie im nachstehenden Abschnitt definiert) auf, welche nicht im Abfluß- oder Übergangsgasstrom des Verfahrens untergebracht werden kann und welches für die Erzeugung von Leistung durch andere Mechanismen (z.B. Erzeugung von Dampf für die Expansion in einer Leistungs-rückgewinnenden Turbine) geeignet ist.
Um den Begriff "überschüssige Hitze hoher Temperatur" zu definieren, ist es zunächst notwendig auf ~bersch~ssige Verfahrenshitze' hinzuweisen. Diese kann nur unter Hinweis auf beschriebene 'Drucktechnologie' Techniken definiert werden, zum Beispiel in 'Users Guide on Progrress Integration for the Efficient Use of Energie', I. Chem. E. Rugby, U.K., 1982. Es gibt eine ~bersch~ssige Verfahrenshitze', wenn die kombinierte Heizfähigkeit, zwischen der 'Heißdruck-Temperatur'und einer Temperatur der Umgebung plus ΔTmin, der Verfahrensströme und Reaktoren, die Kühlung benötigen, um Betriebsbedingungen des Verfahrens zu erreichen und/oder aufrecht zu halten (d.h. der Enthalpiewechsel der Heißmischkurve zwischen den zwei Temperaturpegeln), größer ist als der kombinierte Heizbedarf, zwischen der 'kalten Drucktemperatur' und Umgebungstemperatur, der Verfahrensströme, die solch ein Erhitzen benötigen, um Arbeitsbedingungen des Verfahrens zu erreichen und/oder aufrecht zu halten (d.h. der Enthalpiewechsel der Kaltmischkurve zwischen diesen zwei Temperaturpegeln). ΔTmin ist die minimale Temperaturdifferenz für die Hitzeübertragung zwischen den Verfahrensströmen, die für das System erlaubt sind. Diese überschüssige Verfahrenshitze kann verwendet werden, die sogenannten Kühlungsvorrichtungen, wie Kühlwasser, Luft oder Kesselspeisewasser, zu erhitzen.
Es gibt einen suberschuß an Hitze hoher Temperatur', wenn die ~bersch~ssige Verfahrenshitze' bei einem genügend hohen Temperaturpegel liegt, um die Kühlvorrichtungen erhitzen zu lassen, so daß sie für die Leistungserzeugung nützlich wird. Zum Beispiel würde, wenn die Kühleinrichtung Kesselspeisewasser ist, die ~bersch~ssige Hitze hoher Temperatur' genügen, Dampf herzustellen, der durch eine Dampfleistungsturbine expandiert werden könnte, um Nutzarbeit, die in der Anlage vorherrschend ist herzustellen, aber kann durch termodynamische Techniken streng bestimmt sein. Die am besten definierte und wichtigste dieser Techniken ist die Drucktechnologie (oder Verfahrensintegration). Diese speziellen Techniken sind zum Beispiel in 'Users Guide on Process Integration for the Efficient Use of Energy' I. Chem. E. Rugby, U.K., 1982 beschrieben.
Die Anlagen für den kommerziellen Betrieb all dieser Verfahren sind entworfen, unter sogenannten 'Vollast'- Bedingungen zu arbeiten. Dies ist die Bedingung, bei der die Anlage entweder mit der maximal möglichen Fließgeschwindigkeit (verträglich mit dem Entwurf der Anlage) des Fließgases zum Reaktor oder mit der maximal möglichen Herstellungsgeschwindigkeit der Produkte der Anlage arbeitet, welche dieser zwei Kriterien auch wirtschaftlich oder betrieblich vorteilhafter ist. Bei der Vollast-Bedingung gibt es eine besondere Menge Betriebsgas, die vom Reaktor benötigt wird, und besondere Mengen an Übergangs-, Abfluß- und Produktgasen. Deshalb gibt es eine maximale Menge Gas aus der Reaktion, die für die Expansion zur Erzeugung von Arbeit verfügbar ist.
Es ist ein Zweck der vorliegenden Erfindung ein chemisches Verfahren mit exothermen Reaktionen bereitzustellen, in welchem der Betrag an Arbeit der erzeugt wird, im Vergleich zu Verfahren nach dem Stand der Technik verstärkt ist.
Gemäß der vorliegenden Erfindung wird ein chemisches Verfahren mit exothermen Reaktionen bereitgestellt, das über Atmosphärendruck in einer Anlage durchgeführt wird, welche entworfen ist, unter vorher bestimmten Vollast-Bedingungen zu arbeiten, und in welcher der Betrieb des Verfahrens die Produktion eines Überschusses an Hitze hoher Temperatur ergibt, wobei ein Teil verwendet wird, ein unter Druck stehendes Gas der Reaktion zu erhitzen, das dann expandiert wird, um Arbeit zu erzeugen, wobei eine Menge an unter Druck stehendem Gas zusätzlich zu dem durch das Verfahren benötigte oder produzierte, durch einen anderen Teil des verfügbaren Überschusses an Hitze hoher Temperatur erhitzt und expandiert wird, um zusätzliche Arbeit zu erzeugen, wobei die Menge an zusätzlichem Gas so ist, daß die Gesamtmenge an expandiertem Gas größer ist als die Menge, welche verfügbar wäre für die Expansion durch den Betrieb des Verfahrens bei Vollast-Bedingungen ohne Zufuhr des Zusatzgases.
Entgegen dem Stand der Technik, wo die erzeugte Menge an Arbeit vollständig von der Menge an durch die Reaktion hergestelltem oder benötigtem Gas unter Vollast-Bedingungen abhängig ist, schließt so die vorliegende Erfindung die Verwendung einer Menge an zusätzlichem Gas ein, die von der unter Vollast-Bedingungen produzierten oder benötigten unabhängig ist. Im allgemeinen ist die zusätzliche Menge an Gas so, das für die Expansion verfügbare Gas mindestens um 10%, vorzugsweise mindestens um 20%, stärker bevorzugt mindestens um 30%, und am stärksten bevorzugt mindestens um 40% verglichen zu dem Fall, wo kein zusätzliches Gas bereitgestellt wird, zu erhöhen. Im allgemeinen wird die zusätzliche Menge 10-200% sein, vorzugsweise 10-100% (z.B. 20-100%). Folglich wird eine größere Menge an erhitzem Gas durch den Expander (z.B. eine Leistungs-wiedergewinnende Turbine) fließen, was zu einer erhöhten Menge an Arbeitsausstoß führt. Dieser Anstieg wird von der Menge an zusätzlichem Gas abhängig sein, das wiederum von der Menge an überschüssiger Hitze hoher Temperatur, verfügbar für das Erhitzen von zusätzlichem Gas auf Temperaturen, die es möglich machen durch die Expansion Arbeit zu erzeugen, abhängig ist. Die Menge an solcher verfügbarer überschüssiger Hitze hoher Temperatur kann durch Verfahrensintegrierende Techniken bestimmt werden.
Die exothermen Reaktionen, mit denen sich die Erfindung hauptsächlich befaßt, finden bei 500-1500ºC (z.B. 600- 1000ºC) statt, und die Temperatur am Einlaß des Expanders wird deshalb ebenso in diesem Bereich, stärker bevorzugt 600-850ºC, liegen. Der Gasexpander wird vorzugsweise ein Expansions-Verhältnis von 3:1 bis 20:1 haben. Kompressions- Verhältnisse für die zusätzlichen Gase liegen ebenfalls im Bereich 3:1 bis 20:1.
Jedes geeignete Gas kann als zusätzliches Gas verwendet werden, und ideal ist natürlich eines mit niedrigen Kosten. Das zusätzliche Gas ist vorzugsweise eines, das mit den heißen, zu expandierenden Gasen verträglich ist, so daß sie für die gemeinsame Expansion damit vermischt werden können. Es ist jedoch möglich zwei Sets an Gasen getrennt zu erhitzen und zu expandieren.
Am stärksten bevorzugt ist das zusätzliche Gas auch ein Betriebsgas für die Reaktion. Die Erfindung ist besonders auf auf Luft basierende Reaktionen anwendbar, in welchen Luft ein Betriebsgas für die Reaktion ist und das zusätzliche Gas ebenfalls Luft ist.
Ein besonderes Beispiel solch einer auf Luft basierenden Reaktion, auf welche die Erfindung anwendbar ist, ist die Herstellung von Salpetersäure durch die Oxidation von Ammoniak. Für solch ein Verfahren ist es möglich, einen Luftbedarf des Verfahrens mit 100% Kapazität (d.h. Vollast- Bedingungen) zu definieren, welches die Menge an Luft ist, die für die Reaktion nötig ist, um den Umwandlungs- Wirkungsgrad (üblicherweise 94-97%) plus die Menge an bleichender Luft (benötigt für die Reduktion des NOx- Emissionen) zu erreichen. Für solch ein Verfahren wird die Menge an zusätzlicher Luft typischerweise 20-100% (z.B. 20- 75%) des Luftbedarfs des Verfahrens sein.
Als eine erste Veränderung des soweit beschriebenen Verfahrens, die für den Fall anwendbar ist, wo das zusätzliche Gas Sauerstoff enthält, kann ein Brennstoff im zusätzlichen Gas oder im Gemisch aus zusätzlichem Gas und heißem Betriebsgas des Expanders verbrannt werden (z.B. durch direkte Verbrennung), um seine Temperatur zu erhöhen und deshalb sein Potential zur Erzeugung von Arbeit im Expansionsschritt zu erhöhen. Der Brennstoff kann Methan, Ethan, Propan, Butan, Erdgas oder Rauchgas sein. Mit der Verbrennung eines Brennstoffs wird die Einlaß-Temperatur am Expander üblicherweise im Bereich von 500-1500ºC, z.B. 900- 1200ºC liegen.
In üblichen Verfahren ist solch eine zusätzliche Feuerung nicht möglich, weil keine zusätzliche Luft bereitgestellt wird und die Luft, die die Reaktionszone verläßt, zuwenig Sauerstoff für die Verbrennung enthält.
Als eine Alternative zur Feuerung von Brennstoff ist es für das zusätzliche Gas oder Gemischen aus zusätzlichem Gas und heißem Betriebsgas des Expanders möglich, einer exothermen katalytischen Reaktion mit einem anderen Gas zu unterliegen, um Hitze zu erzeugen, ein besonderes Beispiel ist die Reaktion mit Ammoniak zur Entfernung von NOx-Gasen in einem Salpetersäure-Verfahren.
Als zweite Veränderung kann Dampf in den Expander injiziert werden, in welchem heißes Gas expandiert wird. Diese zweite Veränderung basiert auf der Eingliederung eines Cheng-Kreislauf in den Expander-Kreislauf. Mit diesem Ring wird Dampf hohen Drucks in den Gas-Expander injiziert und wird mit dem erhitzten Gas expandiert, um zusätzliche Hitze herzustellen.
Ein prinzipieller Vorteil dieser zwei Veränderungen und insbesondere der des zusätzlichen Feuerns von Brennstoff in der zusätzlichen Luft erlaubt es, das Verhältnis von Verfahrenshitze zu Leistung (d.h. die Menge an ausgeführter Hitze als ein Verhältnis an ausgeführter Nettoleistung) zu verändern, um auf die Anforderungen der Verfahrensstelle, für welche Arbeit und Hitze erzeugt werden soll, abzustimmen oder besser abzustimmen.
Die Erfindung wird weiter mit Hilfe von Beispielen nur mit dem Hinweis auf die begleitenden Zeichnungen beschrieben, in welchen:
Figs. 1(a) und (b) typische Mischkurven und Grand Mischkurven für ein Salpetersäure-Verfahren nach dem Stand der Technik sind;
Fig. 2 eine Schemazeichnung ist, die ein typisches chemisches Verfahren exothermer Reaktionen nach dem Stand der Technik darstellt, das unter Vollast-Bedingungen arbeitet und Leistungserzeugung durch Expansion von unter Druck stehendem Gas der Reaktion einschließt;
Fig. 3 gleich Fig. 2 ist, aber ein Verfahren, das unter 'turn down'-Bedingungen arbeitet, erläutert;
Fig. 4 eine Schemazeichnung ist, die eine Ausführungsform der Erfindung erläutert, die unter Vollast- Bedingungen arbeitet;
Fig. 5 gleich Fig.4 ist, aber den Betrieb des Verfahrens der Erfindung unter 'turn down'-Bedingungen erläutert;
Figs. 6-10 Veränderungen der Schemazeichnug von Fig. 4 erläutern;
Fig. 11 ein Salpetersäure-Verfahren nach dem Stand der Technik erläutert;
Fig. 12 ein Salpetersäure-Verfahren der Erfindung erläutert;
Figs. 13(a) und (b) typische Mischkurven für ein Salpetersäure-Verfahren nach dem Stand der Technik sind; und
Figs. 14(a) und (b) typische Mischkurven für ein Salpetersäure-Verfahren der Erfindung sind.
Fig. 1(a) ist eine Kurve, die durch Verfahrens- Integrationstechniken für eine typische HNO&sub3;-Herstellungs- Anlage erhalten wird und erläutert den Betrieb des Verfahrens ohne Erzeugung von unter Druck stehenden Gases für die Expansion, um Arbeit zu erzeugen. Die Kurven erläutern, was unter dem Begriff ~bersch~ssige Hitze hoher Temperatur' verstanden wird. Man nehme das Beispiel- Verfahren, dargestellt durch die Mischkurve in Fig. 1a. Gezeigt ist eine Mischkurve eines Verfahrens 'heißer Ströme' (Kurve (i)), das Kühlung benötigt (d.h. das Hitze bereitstellen kann) und eine Mischkurve eines Verfahrens 'kalter Stöme' (Kurve (ii)), die Erhitzen benötigt. Zusammen werden diese beiden Kurven als die "Verfahrens-Mischkurven" bezeichnet. Dieses Verfahren hat bei jedem gegebenen Temperaturpegel, wie der gezeigten Temperatur, überschüssige Hitze verfügbar, wenn der Wechsel der Enthalpie des heißen Mischstroms zwischen T und THmax (ΔHH) im Ausmaß größer ist als der Enthalpie-Wechsel der kalten Mischung zwischen T und Tcmax (ΔHc). Um sicherzustellen, daß dieser Transfer überschüssiger Hitze pysikalisch verträglich ist, muß es eine treibende Kraft minimal erlaubter Temperatur zwischen der Hitze-Versorgung (heiße Mischung) und der Hitzenachfrage (kalte Mischung), ΔTmin, geben. Der Referenzpunkt der heißen Mischung muß deshalb T* = T + ΔTmin statt T werden. In diesem Fall muß die Enthalpie-Änderung ΔHH* größer als ΔHc sein.
Ein Profil dieses überschüssigen verfügbaren Hitze über den Temperaturbereich von TUmgebung bis THmax ergibt die sogenannte Grand-Mischkurve (iii) in Fig. 1b. Wenn die überschüssige Hitze bei einer genügend hohen Temperatur auftritt, dann kann sie zum Beispiel verwendet werden BFM zu erhitzen, um Dampf (Fig. 1b) für die Leistungs-Erzeugung, wie in diesem Diagramm gezeigt, zu erzeugen.
Unter Hinweis auf Fig. 2, beinhaltet das erläuterte Betriebsablaufschema ein exothermes Reaktionsverfahren 1 (welches einen Reaktor, Trennung, Energieversorgung, das Rückgewinnungsnetzwerk eines Großteils der Hitze, und andere verfügbare Hitzequellen beinhaltet), das mit unter Druck stehenden Reaktionsgasen, eingeleitet entlang der Leitungen 2 und 3, gespeist wird. Typischerweise ist das exotherme Reaktionsverfahren eine auf Luft basierende Reaktion und das Gas, das entlang Leitung2 eingeleitet wird, ist Luft, die durch den Kompressor 4 komprimiert wird.
Heißes Gas, das im Reaktionsverfahren 1 hergestellt wird, wird entlang Leitung 5 eingespeist und zum Wärmeaustauscher 6 und 7 geleitet, bevor sie dem Reaktionsverfahren wieder zugeführt wird. Kesselspeisewasser wird entlang Leitung 8 dem Wärmetauscher 6 für die Erzeugung von Dampf zugeführt, wogegen Wärmetauscher 7 verwendet wird, Abflußgase (geleitet entlang Leitung 9) aus dem Reaktionsverfahren zu erhitzen, bevor diese Gase entlang Leitung 10 in die Leistungs-rückgewinnende Turbine 11 zu Erzeugung von Arbeit gespeist werden. In Turbine 11 werden die heißen Abflußgase auf einen niedrigeren Druck, oft atmosphärisch, expandiert. Es sollte vermerkt werden, daß nur die Hitze-rückgewinnenden Austauschersequenzen (d.h. 6 und 7) der heißen Gasströme erläuternd sind.
Die erläuternde Schemazeichnung beinhaltet eine Bypass- Leitung 12, stromabwärts von Kompressor 4. Gas aus Leitung 12 kann via ein Ventil 13 direkt in Leitung 10 strömen oder in einer alternativen Ausführungsform, via eine Leitung 14 in Leitung 9 strömen.
Bei Vollast-Betriebsbedingungen dieses Verfahrens nach dem Stand der Technik ist Ventil 13 geschlossen und Kompressor 4 stellt eine maximale Menge (auf 100% festgesetzt) des komprimierten Betriebsgases bereit, welches im Reaktionsverfahren benützt werden kann. Das Betriebsgas des Expanders ist ebenfalls mit nominell 100% angezeigt, anzeigend die maximale Menge an Gas, welche in den Expander 11 gespeist wird. Die Menge an Hitze, die in den Betriebsgasstrom des Expanders (strömend entlang Leitung 10) rückgewonnen wird, wird normalerweise durch eine Grenze der Einlaß-Temperatur der Gase in den Expander diktiert, welche im allgemeinen durch das Material der Entwurfsbetrachtungen begrenzt wird. Jedoch wird diese Figur durch den Entwurf oder die Betriebskapazität der Hitze-rückgewinnenden Einheit 7 bestimmt. Dies ist ein wichtiger Punkt des vorliegenden Entwurfs.
Wenn der Durchsatz der Anlage wesentlich unter die Vollast-Bedingungen fällt (d.h. die Anlage arbeitet unter 'turn-down'-Bedingungen), kann die reduzierte Menge an Gas aus dem Reaktionsverfahren 1, das durch den Expander 11 gespeist werden kann, so sein, daß eine Druckbedingung im Letzteren hergestellt wird. Dieses Problem kann vermieden werden, wenn man die gleiche Menge an Betriebsgas fortsetzt zu komprimieren, aber Ventil 13 öffnet, so daß im begrenzenden Fall die Fließgeschwindigkeit zu Expander 11 wieder zu der 100%-Bedingung (wie in Fig. 3 dargestellt) hergestellt wird, in welcher X% des Betriebsgases durch Ventil 13 fließen. Normal jedoch ist die Menge an Gas, die in den Expander unter 'turn-down'-Bedingungen gespeist wird, weniger als der 100%-begrenzende Fall und ist gerade ausreichend um den Expander außer Druck zu halten.
Während der 'turn-down'-Bedingung wird das Gas, das durch Ventil 13 strömt, entweder direkt in den Expander 11 injiziert oder strömt vor der Entspannung entlang Leitung 14 zur Erhitzung in den Expander 7. Im ersten Fall wird die Expander-Einlaßtemperatur verringert werden, was in einer Verminderung an erzeugter Arbeit resultiert. Im letzteren Fall können die folgenden Handlungsweisen befolgt werden.
(a) Wenn die Temperatur des komprimierten Umleitungsgases (entlang Leitung 14 strömend) weniger als die bestehende Temperatur zum Hitze-rückgewinnenden Systems ist, wird die Einlaßtemperatur in den Expander fallen und sein Arbeits-Ausstoß wird reduziert sein;
(b) Wenn die Temperatur des komprimierten Umleitungsgases größer als die bestehende Temperatur zum Hitze-rückgewinnenden Systems in Strom 9 ist, dann, wie durch die thermische Vorführung dieser Ausrüstung gegeben, wird die Auslaßtemperatur steigen, wobei diese Bereitstellung durch die Betriebsbegrenzungen des Expanders erlaubt ist. Wenn dies erlaubt ist, wird der Leistungsausstoß des Expanders relativ zum Fall ohne Umleitung steigen, aber dieser Anstieg ist streng auf die Auslaßtemperatur des Kompressors 4 und die thermissche Vorstellungsfähigkeit der Hitze-rückgewinnenden Ausrüstung bezogen. Wenn der Anstieg der Auslaßtemperatur nicht erlaubt ist, muß das komprimierte Umleitungsgas vor der Injektion in die bestehnde Hitze-rückgewinnende Ausrüstung gekühlt werden, und es wird kein Anstieg an Arbeitausstoß des Expanders erhalten werden.
In allen der vorstehenden Fällen wird die gleiche Hitze- rückgewinnende Ausrüstung zur Erhitzung des Expander- Betriebsgases verwendet, und die Expander-Einlaßtemperatur wird durch die thermische Vorstellungsfähigkeit dieser Ausrüstung bestimmt. Diese Ausrüstung ist so entworfen, um eine maximale erlaubte Einlaßtemperatur des Expanders unter 100% Kapazität (d.h. Vollast-Bedingungen)- Entwurfsbedingungen zu erzielen. Sicherheitsfaktoren des Entwurfs von 10-15% können manchmal auf die erforderlichen Hitzetansferzonen angewendet werden, um sicherzustellen, daß eine garantierte Durchführung erreicht wird. Jedoch ist der Leistungsausstoß des Expanders noch streng durch die aktuelle Durchführung dieser Ausrüstung in Verbinndung mit der Gesamtmenge des für die Expansion zur Verfügung stehendem Gases bestimmt.
Es wird nun auf Fig. 4 hingewiesen, die eine Schemazeichnung eines Verfahrens in Übereinstimmung mit der Erfindung ist. Es besteht eine gesamte Übereinstimmung mit der Schemazeichnung aus Fig. 2 und solche in Fig. 4 erläuterte Teile, die im allgemeinen gleich äquivalenten Teilen in Fig. 2 sind, sind durch eine Referenzzahl, die um 100 höher ist als der äquivalente Teil aus Fig. 2, gekennzeichnet. So wird das exotherme Reaktionsverfahren in Fig. 4 durch die Referenzzahl 101 bezeichnet.
Es gibt jedoch eine Zahl wichtiger Unterschiede zwischen den Anordnungen der Figs.2 und 4. Insbesondere:
(a) Kompressor 104 und Expander 111 sind jeder von höherer Kapazität als jeweils Kompressor 4 und Expander 11;
(b) eine zusätzliche Hitze-rückgewinnende Kapazität 115 ist bereitgestellt für ein Bypass-Gas; und
(c) Wärmetauscher 106 hat weniger Leistungsvermögen als Austauscher 6.
Die zusätzliche Hitze-rückgewinnende Kapazität 115 kann durch eine zusätzliche Oberflächenzone auf der hitze- rückgewinnenden Ausrüstung 7 nach dem Stand der Technik bereitgestellt sein oder neu und eine getrennte Hitze- rückgewinnende Einheit sein.
Für das Schema in Fig. 4 wird die Menge an Gas, bereitgestellt durch den Kompressor 104, immer größer als die für Vollast-Betrieb der Anlage benötigte Menge sein. Unter Vollast-Betrieb strömen nominell 100% des Gases zum Reaktionsverfahren und eine Extramenge Y% strömt kontinuierlich entlang der Bypass-Leitung 112. Es sollte betont werden, daß diese Y% über und oberhalb dem Reaktionsbedarf des Verfahrens liegt. Dieser Bypass-Sstrom (d.h. das zusätzliche Gas) wird durch einen Überrschuß an Hitze hoher Temperatur erhitzt und strömt zu Expander 111. So kann die maximal erlaubte Expander-Einlaßtemperatur durch Erhitzen des zusätzlichen Gases auf diese Grenze aufrecht erhalten werden. Folglich wird der Leistungsausstoß des Expanders immer größer als für die Verfahren nach dem Stand der Technik sein. Der Anstieg des Leistungsausstoßes wird direkt proportional zur Menge anzusätzlichem Gas (Y%) sein, das über den 100%-Bedarf für Vollast-Betrieb komprimiert wird.
Unter 'turn-down'-Bedingungen (siehe Fig. 5) ist die Menge an komprimierten Gas noch (100 + Y%), aber die Menge an Betriebsgas zum Reaktionsverfahren 101 wird durch Z% verglichen zu den Vollast-Bedingungen vermindert. Die extra- Z% strömen entlang Leitung 112 oder sie werden entweder im Hitze-rückgewinnenden System (115) des Bypass-Gases auf die maximal erlaubte Einlaßtemperatur des Expanders erhitzt, wenn es eine genügende Kapazität hat, oder sie werden wieder über Leitung 114 in die Einlaßeinheit 107 injiziert, um dasselbe Ergebnis zu erzielen.
In der früheren Anordnung von Fig. 2 ist die Arbeit, die durch den Expander, mit oder ohne dem Betriebs-Bypass, erzeugt wird, streng durch die thermische Vorführkapazität der Hitze-rückgewinnenden Ausrüstung für den Betriebsstrom des Expandergases 10 und die Fließgeschwindigkeit dieses Stroms, der ein direkter Ausstoß des exothermen Reaktionsverfahrens ist, begrenzt. Die Größe des Kompressors 4 und des Expanders 11 sind durch diese Einschränkungen gegeben.
Mit der Erfindung ist der Gasfluß zum Expander 111 unabhängig vom Verfahrensbedarf unter Voll- oder Teillast- Bedingungen (d.h. Y% kann unabhängig von den Verfahrensbetrachtungen bis zu einem maximalen Wert gewählt werden) und deshalb ist die Menge an Hitzeeinsatz in die Betriebsströme des Expanders (und so der Leistungsausstoß des Expanders) unabhängig von den Einschränkungen, die im letzten Abschnitt erwähnt wurden. Der Wert von Y% kann so gemäß ökonomischer Vorteilhaftigkeit bis zur thermodynamischen Grenze der Möglichkeit des Verfahrens gesteigert werden, um den Umleitungsstrom des Gases mit überschüssiger Hitze der Reaktion zu versorgen.
Die zusätzliche Hitze-Versorgung für den Umleitungsstrom des Gases geht auf Kosten der Menge an überschüssiger Hitze, die für die Dampferzeugung verfügbar ist. Jedoch unter gewissen thermischen Bedingungen kann der zusätzliche Netto- Leistungsausstoß eines solchen Systems gesteigert werden, d.h. zusätzlicher Leistungsausstoß des Expanders minus zusätzlicher Kompression des Umleitungsgases ist größer als der verlorene Leistungsausstoß aufgrund des erniedrigten Potentials für Dampfsteigerung und Erzeugung von Arbeit daraus.
Obwohl die Schemazeichnungen von Fig.2 (Stand der Technik) und Fig. 4 (Erfindung) graphisch ähnlich sind, sind sie im Konzept von Grund auf verschieden. Die Anordung nach dem Stand der Technik sind hinsichtlich der Kapazität des Kompressors 4, der Kapazität des Expanders 11 und der Kapazität der Hitze-Rückgewinnung für das Betriebsgas des Expanders so, daß die obere Grenze für den Gasstrom durch den Kompressor und/oder den Expander bei Vollast-Durchsatz auftritt. In der Erfindung gibt es einen zusätzlichen Kompressor, Expander und Hitze-rückgewinnende Kapazität über diesem Durchsatz, um die thermodynamische Vorteilhaftigkeit des bereitgestellten Arbeitsausstoßes durch Expansion von erhitztem, unter Druck stehendem Gas bevorzugt zur Dampferzeugung und Expansion zu verwerten.
Im Falle der erfindungsgemäßen Anlage unter Bedingungen mit wenig Ladung ('turn-down'-Bedingungen), auf die schon hingewiesen wurde (Fig. 5), ist die Menge an Betriebsgas des Expanders noch über 100%-Kapazität Durchsatz und bei der maximal erlaubten Temperatur für die Injektion in den Expander 111 aufrecht erhalten. So wird der Leistungsausstoß des Expanders aufrecht erhalten.
Verschiedene Veränderungen der Anordnug von Fig. 4 sind in Figs. 6 -10 gezeigt.
Eine Wirkungslosigkeit der Anordnung von Fig. 4 ist, daß die Verwendung des einzelnen Kompressors 104 bedeutet, daß das ganze Betriebsgas und Umleitungsgas den durch das Reaktionsverfahren 101 benötigten Druck komprimiert wird, wohingegen es einen Druckabfall (PVerfahren) über das Verfahren gibt, was bedeutet, daß das zusätzliche Gas (Y%) nicht auf einen solch hohen Druck komprimiert werden muß. In der Anordung von Fig. 6 wird das zusätzliche Gas mit einem Druck P¹&sub2; durch einen zweiten Kompressor 116 zu Verfügung gestellt, das Gas für die Reaktion, versorgt mit einem Druck P&sub2;, durch einen ersten Kompressor 117 (P¹&sub2; < P&sub2;). Die unteren drei Leitungn von Fig. 6 zeigen, daß P¹&sub2; unabhängig von ΔPVerfahren ist und somit der Gesamtleistungs- Wirkungsgrad gegenüber Fig. 4 verbessert wird.
Solch eine Anordung kann ebenso in Verfahren mit interner Kompression verwendet werden, wo der Austrittsdruck P¹&sub3; des Abflußgases des Verfahrens höher als der primäre Gaseinlaßdruck P&sub2; ist. Dies ist schematisch in Fig. 7 gezeigt, in welcher die interne Kompression durch einen Kompressor 118 geliefert wird. Alternativ dazu könnte in einem Verfahren mit interner Kompression die Gaskompression durch Verwendung eines vergrößerten ersten Kompressors 119 auf den Betriebsdruck P&sub2; und eine Kompression zweiten Grades für das zusätzliche Gas vom Betriebsdruck zum Austrittsdruck des Abflußgases, wie in Fig. 8 gezeigt, durchgeführt werden.
Eine weitere wichtige Veänderung des vorstehenden Schemas wird in Fig. 9 vorgestellt. In dieser Anordung wird das zusätzliche Gas auf einen Druck P&sub5;, wesentlich höher als Druck P&sub3; am Einlaß des Expanders 120, komprimiert. Auf diese Art kann das zweite Gas bei einem Druck erhitzt werden, der unabhängig von einem möglichen Austrittsdruck des Abflußgases des Verfahrens ist. Das erhitzte Gas unterliegt einer Expansion erster Stufe im Expander 121 bis auf einen Expander-Einlaßdruck des Abflußgases bevor es in den Expander 120 eintritt. Eine alternative Expansionsschema ist in Fig. 10 gezeigt, wo das Abflußgas und das zusätzliche Gas einer separaten Expansion ohne Mischen unterliegt.
Als ein spezielleres Beispiel einer Ausführungsform der allgemeinen vorstehend beschriebenen Schemazeichnungen ist die Schemazeichnung in Fig. 11 zu betrachten. Dies ist typisch für eine Salpetersäure-Anlage unter Anderen. Es ist ähnlich der Schemazeichnung in Fig. 7, aber ohne der zusätzlichen Gaskompression (d,h, ohne die Erfindung). Das Betriebsgas und das zusätzliche Gas sind beides Luft.
Die hauptsächlichen Merkmale des Apparats von Fig. 11 sind ein Reaktor 201, Hitzaustausch-Komponenten 202 und 203, ein Absorber 204, ein Abflußgas-Expander 205, eine Dampfturbine 206 und Kompressoren 207 und 208 (getrieben durch Arbeit aus Expander 205 und Turbine 206). Das eingesetzte Hitzeaustausch-Netzwerk wird nur erläuternd wobei seine tatsächlichen Anordnung durch geeignete Integrations-Techniken bestimmt ist.
Während des Betriebs des Verfahrens wird Luft, die durch Kompressor 207 komprimiert wird, mit den Reaktanden gemischt, bevor sie zu Reaktor 201 strömt, wo die exotherme katalytische Reaktion stattfindet. Die heißen Gase, die durch die Reaktion (nachstehend als Produktgase bezeichnet) hergestellt werden, strömen durch die Wärmetauscher 202 und 203 und dann über weitere Wärmetauscher 209 und 210, bevor sie getrennt werden und durch Kompressor 208 strömen. Nach der Kompression werden die Produktgase gekühlt (hier in Austauscher 211) und treten in die Basis des Absorbers 204 ein, in dessen Spitze Wasser für die Absorption eingeleitet wird. Ein wäßriger Produkt-Stom verläßt Absorber 204 entlang Leitung 212, wohingegen das gewaschene, kalte Abflußgas entlang Leitung 213 den Absorber verläßt, bevor es nacheinander durch die Wärmetauscher 209 und 203 und dann zum Expander 205 strömt.
Die Abgase, die Absorber 204 verlassen, werden eine niederere Temperatur als die Produktgase, die in Reaktor 201 hergestellt werden, haben, so daß die Abgase während ihres Durchströmens durch Wärmetauscher 209 und 203 erhitzt werden (durch Hitze-Austausch mit den Produktgasen). Als nächstes strömen die erhitzten Abgase zu Expander 205, in welchem die Gas-Expansion Arbeit für den Betrieb der Kompressoren 207 und 208 ergibt. Nach der Expansion können die Abgase in die Atmosphäre entlüftet werden oder zurück in das Verfahren integriert werden, wenn dies für die Hitze-Rückgewinnung und die gesamte Wirtschaftlichkeit vorteilhaft ist.
Zusätzlich strömt Kesselspeisewasser (BFW) durch den Wärmetauscher 202, um Dampf hohen Drucks zu erzeugen, wobei ein Teil verwendet werden kann, zusätzliche Arbeit für den Betrieb die Kompressoren 207 und 208 über Dampfturbine 206 zu erzeugen und der Rest davon für die Verwendung irgendwo in dieser Anlage ausgeführt wird. Dampf mittleren oder niederen Drucks wird aus Turbine 206 für eine mögliche Verwendung irgendwo in dieser Anlage entladen oder wird kondensiert.
Es zeigt sich, daß obwohl Wärmetauscher 202 und 203 als physikalisch bestimmte Einheiten mit Reaktionsgas, das nacheinander von Austauscher 202 zu Austauscher 203 strömt, erläutert werden, sie in der Tat Teil einer komplexeren Wärmetauscher-Einheit sein können, in welcher diese Reihenfolge nicht notwendigerweise befolgt wird. Dies kann notwendig sein, um Ziel-Auslaßtemperaturen für das Abgas und den Dampf zu erzielen, welche mit Verfahrensbedingungen und tatsächlicher Verwendung von Oberflächenzonen des Wärmetauschers im Einklang stehen.
Diese Dualdruck-Salpetersäure-Verfahren nach dem Stend der Technik verwenden jede Bypass-Möglichkeit bei normalem (oder Vollast) Betrieb. Bei 'turn'-down'-Situationen der Anlage, d.h. wenn reduzierte Herstellungsgeschwindigkeit der Salpetersäure notwendig ist, kann der Expander 205 vor dem Druck durch Ableiten überschüssiger Luft durch ein Ventil 214 in den Sog von Kompressor 208, um die Abgas- Geschwindigkeit am Expander-Einlaß aufrecht zu halten, geschützt werden. Alternativ dazu kann ein 'Nachschaltverdichter' 215 mit der gleichen Absicht eingesetzt werden. Normalerweise ist dieser Kompressor nicht betriebsbereit und wird nur unter Leichtlast (oder 'turn- down'-) Bedingungen verwendet.
Fig. 12 erläutert einen Teil des Apparates von Fig. 11, aber modifiziert in Übereinstimmung mit einer Ausführungsform der Erfindung, wie in Fig. 8. Gleiche Teile der Fig. 11 und 12 sind durch die gleiche Referenzzahl gekennzeichnet, in einigen Fällen mit dem Buchstaben a angehängt (Fig. 12), um anzuzeigen, daß dieser Teil von verschiedener Kapazität oder Größe als der entsprechende Teil in Fig. 11 ist. Es kann ersehen werden, daß die Anordnung in Fig. 12 einen Kompressor 215a für das Verdichten zusätzlicher Luft beinhaltet, um den Expander 205a zu speisen.
Das Verfahren der zwei Fälle (Figs. 11 und 12) werden nachstehend im Detail, mit spezifischen Hinweisen auf die Salpetersäure-Herstellung, diskutiert und verglichen.
Die Verfahren können beide thermodynamisch unter Verwendung von Drucktechnologie-Techniken mittels zusammengesetzter Hitze- und Kältekurven dargestellt sein. Diese sind bei einer Fließgeschwindigkeit, den Vollast (d.h. 100% Kapazität)-Durchsatz als normal für die Fließschema- Sepzifizierungen des Anlageentwurfs (z.B. garantiertes Anlagedurchsatz-Kapazität) oder die aktuelle Betriebserfahrungs-Kapazität darstellen, konstruiert. Diese Kapazität wird normalerweise durch die Produktionsgeschwindigkeit der Salpetersäure auf Trockenbasis (d.h. Wasser-frei) spezifiziert.
Typische Mischkurven für Fälle nach dem Stand der Technik erscheinen wie in Figs. 13a und 13b gezeigt. Eingeschlossen in Fig. 13b ist der Hitzebedarf für die Dampferzeugung, die benötigt wird, um die überschüssige Verfahrenshitze, verfügbar für die Absicht der Leistungsherzeugung, auszugleichen. Diese Dampf-Erzeugung wird bis zu dem Punkt maximiert, wo es sich die beiden Mischkurven bei einer spezifischen (oder optimierten) minimal erlaubten Annäherungstemperatur (ΔTmin) einander annähern. Dies setzt die maximal mögliche Dampferzeugung fest.
Bei diesen Kapazitäts-Bedingungen kann der sogenannte Reaktionsluft-Bedarf innerhalb eines sehr engen Bereichs annehmbarer Fließgeschwindingkeit definiert werden. Alle modernen Anlagen sind entworfen, Umwandlungs-Wirkungsgrade zwischen 94%-98% zu erzielen. Dies kann nur innerhalb eines engen Bandes akzeptabler Ammoniak/Luft Betriebsmassen- Verhältnisse erzielt werden. Typisch für dies ist etwa 0,06/1,0. Die damit verknüpfte Luft-Einlaßgeschwindigkeit in den Reaktor plus die bleichende Luft (für die Reaktion mit NOx-Gasen) bei 100%-Kapazität wird als der 'Verfahrensluft- Bedarf' definiert. Dies setzt ebenfalls die Fließgeschwindigkeit des Abgases aus dem Absorber auf ein enges Band von Werten, typischerweise um das 0,87-fache der Fließgeschwindigkeit der Verfahrensluft, fest.
Die vorstehend beschriebenen Fließgeschwindigkeiten bestimmen die Entwurfskapazität und folglich die installierte Kapazität des damit verbundenen Luft- Kompressors und des Abgas-Expanders. Jeder Unterschied zwischen der benötigten Leistung des Kompressors und Expanders und installierter Leistung rührt von Sicherheitsgrenzen des Entwurfs oder 'Gehäusegröße'- Betrachtungen der Ausrüstung her. Es wird selten erwartet, daß die installierte Kapazität mehr als 10% über dem Entwurfs-Bedarf abweicht.
Die Fließgeschwindigkeiten der Luft und des Abgases werden ebenfalls die Entwurfsbasis für die Hitze- rückgewinnende Einheit des Abgases (Austauscher 203) festlegen. Wieder können einige Sicherheitsgrenzen des Entwurfs auf dieser Einheit über dem berechneten Zonen- Bedarf installiert sein, um sicherzustellen, daß garantierte Durchführungs-Spezifizierungen erreicht werden. Typischerweise können diese Sicherheitsgrenzen 10% bis 15% sein. Es ist so entworfen eine Außlaßtemperatur gleich der maximalen Expander-Einlaßtemperatur zu erzielen.
Der Bypass (oder Rückgewinnungs)-Strom der Anlagen nach dem jetzigen Stand der Technik wird nur dann betrieben, wenn die benötigte Salpetersäure-Herstellungsgeschwindigkeit der Anlage wesentlich weniger als seine Kapazität ist. Die Ammoniak-Betriebsgeschwindigkeit muß verringert werden und, um annehmbare Reaktorausbeuten (und sichere Betriebsbedingungen) aufrecht zu halten, muß die Betriebsgeschwindigkeit der Luft verringert werden. Dies verringert demgemäß die Fließgeschwindigkeit des Abgases zum Expander. Dies kann ein Öffnen der Bypass-Leitung nötig machen, um Luft aus der Luftkompressor-Entladung zum Wärmetauschereinlaß des Abgases und weiter zum Expander umzuleiten, um Druck zu verhindern. Der Bediener der Anlage kann sich ebenfalls entscheiden, den Luftkompressor, der bei oder nahe seiner Kapazität betrieben wird, zu unterhalten und die Luft, die nicht für die Reaktion benötigt wird, in die Bypass-Leitung umzuleiten. Die Möglichkeit Luft in diese Bypass-Leitung umzuleiten wird entweder durch :
(a) die Luftkompressor-Kapazität, oder
(b) die Fließ-Kapazität des Expandereinlasses begrenzt.
In jedem Fall kann die Gas-Auslaßtemperatur des Wärmetauschers nicht höher als die erlaubte maximale Einlaßtemperatur des Expanders sein. Dies bringt mit sich, daß der Leistungsausstoß des Gasexpanders nicht höher als bei Betrieb bei 100%-Kapazität mit geschlossenem Bypass sein kann.
Für das Verfahren der Erfindung gibt es mehrere Hauptunterschiede in der Ausrüstung und in der Schemazeichnung der Entwurfsgrundlage (und somit in der installierten Größe) und in der grundlegenden Betriebs Philosophie. Das Ausmaß dieser Unterschiede wird vom Prozentsatz der 'zusätzlichen Luft' (wie vorstehend definiert) abhängen, der als wirtschaftlich attraktiv betrachtet wird. In der Theorie jedoch kann diese zusätzliche Luft so hoch wie annähernd 75% des vorstehend erwähnten Luftbedarfs des Verfahrens sein. Verwendet man dies als begrenzendes Beispiel, würde die Wirkung für jede gegebene Produktionskapazität der Salpetersäure-Anlage wie folgt sein:
(i) der Verstärkerkompressor 215a wird ungefähr 6-8-fach größer als der Kompressor 215 sein;
(ii) der Luftkompressor 207a würde eine ungefähr 75% höhere Kapazität als de Kompressor 207 haben;
(iii) die Durchsatzkapazität des Abgas-Expander (205a) würde ungefähr 95% höher als für Expander 205 sein;
(iv) die Dampfturbine (206a) würde ungefähr 25% der Kapazität der Dampfturbine 206 haben;
(v) die Entwurfsleistung des Wärmetauschers (203a) würde ungefähr die zweifache des Austauschers 203 sein;
(vi) die Entwurfsleistung des Wärmetauschers (202a) würde ungefähr 25% des Austauschers 202 sein;
(vii) die Bypass-Leitung würde unter allen Verfahrensbedingungen betriebsbereit sein, um den Hitzeeinsatz in den Einlaßstrom des Expandergases mit einer Geschwindgkeit, die durch die Fähigkeit der exothermen Reaktion, das Expander-Einlaßgas auf eine maximal erlaubte Temperatur zu erhitzen, bestimmt ist, unabhängig vom Luftbedarf des Reaktors, zu maximieren.
Diese Einführung komprimierter Luft in die Abgase resultiert in einem größeren Fluß an Gas durch den Wärmetauscher 203a, dann durch Austauscher 203. Wärmetauscher 203a hat eine größere Hitze-austauschende Kapazität als Austauscher 203 und der Unterschied in dieser Kapazität ist so, daß er der größeren Menge an Gas erlaubt durch 203a zu fließen, um auf die gleiche Temperatur wie das Gas, das durch Austauscher 203 strömt, erhitzt zu werden.
Der angestiegene Hitzeleistungs-Bedarf von Austauscher 203a wird angerechnt durch eine entsprechende Verringerung der Hitze-austauschenden Kapazität von Austauscher 202a (im Vergleich zu Austauscher 202).
Die Gase, die den Wärmetauscher 203a verlassen strömen nun zu Expander 205a. Weil es dort einen größeren Massenfluß dieser Gase als jenen, der Austauscher 203 verläßt, gibt, wird eine größere Menge an Arbeit aus Gasturbine 205a erhalten.
Wie vorstehend angegeben hat Wärmetauscher 202a eine niedrigere Hitzeleistung als Wärmetauscher 202. Folglich wird die Dampf-erzeugende Kapazität dieses modifizierten Systems von Fig. 12 relativ zu dem von Fig. 11 erniedrigt sein. Jedoch wird die bereitgestellte geeignete Einlaßtemperatur in die Gasturbine 205a dann verwendet, wenn der Anstieg an Ausstoß der Expanderarbeit als ein Ergebnis des angestiegenen Durchsatzes die zusätzliche Leistung, die für die zusätzliche Luftkompression nötig ist, übertreffen wird. Dies ermöglicht eine Verminderung des Leistungsbedarfs für die Dampfturbine mit einer folglichen Verminderung in Größe und Dampfverbrauch.
Weiter wird, bei einer geeigneten Einlaßtemperatur in den Expander, der Rückgang im Dampfbedarf der Dampfturbine den Rückgang in der Dampferzeugung des Dampfgenerators (Expander 202a) übertreffen. In diesem Fall wird das modifizierte Verfahren von Fig. 12 einen größeren Dampfausstoß als das in Fig. 11 gezeigte, erzeugen. Die ist gleich einem erhöhten Leistungsausstoß im üblichen Fall, wo dieser Dampf für die Leistungserzeugung verwendet wird. Mit dem Anstieg der Menge an Bypass-Luft wird die Dampfturbine 206a ausgeschlossen. Weitere Anstiege in der Luftgeschwindigkeit werden den Damf-Ausstoß verringern, aber die Leistung über die Gasexpansion erhöhen. Die alternativen Möglichkeiten, die in den Figs. 7, 9 und 10 gezeigt werden, sind ausf dieses spezielle Beispiel anwendbar.
Ein stellvertretendes Beispiel an Mischkurven für das Verfahren von Fig. 12 wird in den Figs 14a und 14b vorgestellt und kann als merkbar unterschiedlich zu den Verfahren nach dem 'Stand der Technik' (Figs. 13a und 13b) angesehen werden.
Obwohl dieses Beispiel einen begrenzenden Fall für die Anwendung dieser Erfindung erläutert, erläutert es nichtsdestoweniger, wie die Anlage, die gemäß der Erfindung entworfen ist, ein völlig unterschiedliches Hitze- wiedergewinnendes Netzwerk, unterschiedliches Gaskompression- und Gasexpansions-System, unterschiedliches Dampf-schaffendes- und Expansionssystem und somit eine sehr unterschiedliche Leistungs-erzeugende Charakteristik als Anlageentwürfe, die nicht die Erfindung verwenden, haben.
Die Erfindung durchläuft nocheinmal die Einschränkung, die durch vorliegende Entwurfspraktiken des begrenzenden Luftkompressors, Abgasexpanders und der Kapazitäten der Hitze-gewinnenden Ausrüstung des Abgases zu dem, bestimmt durch die Versorgung der benötigten Luft durch das Verfahren bei 100%-Kapazität, hervorgerufen werden.
1) Ohne dieses zusätzliche Gas kann die Menge an Leistung durch Abgas-Heizung erzeugt werden und die Expansion ist durch die Menge an Abflußgas des Verfahrens beschränkt. Oft ist, wegen der Fließgeschwindigkeit der verringerten Masse des Abflußgases relativ zum Betrieb (wegen der Produkt-Entfernung) und einer Einschränkung der erreichbaren (durch das Material der Konstruktion oder Betrachtungen der Reaktionstemperatur) Expander- Einlaßtempetatur, mehr Reaktionshitze hoher Temperatur verfügbar, um in diesen Abflußstom zu leiten, als es möglich ist zu absorbieren. Zusätzliche Gaseinleitung überwindet diese Einschränkung.
2) Die Möglichkeit, das zusätzliche Gas an jedem geeigneten Punkt des Verfahrens beizumischen, erlaubt die Beurteilung des thermodynamischen und ökonomischen Anreizes dieses Gas so einzuführen, daß es von den Verfahrensdruck- und Temperatureinschränkungen, die normalerweise die Abflußgas-Expansion bestimmen, entkoppelt ist. So kann der Entladungsdruck des zusätzlichen Gases, die Expander- Einlaßtemperatur etc. ziemlich unabhängig von den Betrachtungen für den Abflußgasstrom des Verfahrens gemacht werden. Dies kann es ermöglichen, einen weiteren und wirtschaftlich vielversprechenderen Bereich an Bedingungen zu studieren. In der Tat kann es sogar zu Änderungen der Verfahrensbedingungen selbst führen, so daß ein wirtschaftlich vorzuziehenderes Gesamtverfahrens-System verwirklicht wird.
3) Die Erfindung zieht einen maximalen Vorteil aus dem bestehenden Leistungserzeugungs-Schema, ob im neuen Entwurf oder im Nachrüsten der bestehenden Anlagen. Dies ist, weil die Erfindung auf bestehende Strukturen der Leistungserzeugung wirksam auferlegt werden kann, und somit festgelegte oder Grundkosten ausschließt und die Kostenberechnung des Zuwachs der Leistungserzeugung unter Verwendung von Zuwachs (Rand-)Betriebskosten, erlaubt. In Veränderung eines neuen Entwurfs wird die zusätzlich erzeugte Leistung hauptsächlich durch Zugabe zusätzlicher Leistung zum Gaskompressor, zusätzlicher Leistung zum Gasexpander und zusätzlicher Wärmetauscher-Oberflächenzonen für die Erhitzung zusätzlicher Luft erzielt, während die zusätzliche Leistung der Dampfturbine entnommen wird und die Größe der damit gekoppelten Dampferzeugungs-Ausrüstung verringert wird.
4) Die Erfindung kann viel höhere Leistungsausstoß/Dampfausstoßverhältnisse als Anlagen nach dem Stand der Technik ergeben und kann dieses Verhältnis abstimmen, um Standortleistung/Hitze-Verhältnissen besser als derzeit möglich anzupassen. Betrieblich gesehen kann sie die Flexibilität im Treffen verschiedener Standortleistung/Hitze-Nachfragen durch einfaches Variieren der Menge an zusätzlicher Luft, verbessern.
Betrachten wir ein vorbildliches Salpetersäure-Verfahren nach dem Stand der Technik. Angenommen, daß nach Betrachtungen des wirtschaftlichen Kapital- und Energie- Handelsabschlusses eine minimale Temperaturannäherung von 30 K der damit verknüpften Mischkurve als optimal für das übliche Verfahren gefunden wird. Angenommen, daß das folgende Verfahren und Betriebsparameter der Ausrüstung anwendet werden:

Abgas-Expander:

Isentroper Wirkungsgrad - 85%
Einlaßdruck - 148 psia (10,2 bar a)
Auslaßdruck - 15,2 psia (1,05 bar a)
maximal erlaubte Einlaßtemperatur - 1373ºF (745ºC)
Abgasmenge = 231,880 lb/hr (105180) kg/hr)
MW1 = 28,192

primärer Luftkompressor

Isentroper Wirkungsgrad - 80%
Einlaßtemperatur - 59ºF (15ºC)
Einlaßdruck - 14,7 psia (1,01 bar a)
Entladungsdruck - 47 psia (3,24 bar a)
Kompression in 2 Stufen mit Zwischenkühlung auf 86ºF (30ºC)
Luftmenge = 294740 lb/hr (133693 kg/hr)

Dampf-System:

Dampf, erzeugt bei 856 psia (59 bar a), 932ºF (500ºC)
Abgabedruck der Turbine = 145 psia (10,0 bar a)
Isentroper Wirkungsgrad = 75%
Die herkömmliche Anlage hat die folgenden Kompressions- und Leistungsverbrauchs-Merkmale:
primäre Luftkompression = 7075 HP (5275 kw)
Leistungausstoß des Expanders = 17130 HP (12775 kw)
Dampferzeugung = 54600 lb/hr (24766 kg/hr)
Leistungsausstoß = 3415 HP (2545 kw)
Es gibt einen zusätzlichen Kompressionsbedarf des Verfahrens für Übergangs-Reaktionsproduktgase (sogenannte NOx Kompression), der festgelegt ist. Dies wird mit 6000 HP angenommen.
Deshalb ist der Netto-Leistungsausstoß = Expander- Ausstoß + Dampfturbinen-Ausstoß - primärer Luftkompression - NOx Kompression
= 17130 + 3415 - 7075 - 6000
= 7470 HP (5570 kw)
Betrachten wir nun das gleiche Salpetersäure-Verfahren mit der gleichen Salpetersäure-Produktionsrate, nur mit der Erfindung. Für erläuternde Absichten wurde die Bypass- Fließgeschwindigkeit zu zusätzlichen 50% über der primären Luftkompressionsrate gewählt. Kompression der Bypassluft wird in zwei Stufen mit Zwischenkühlung auf 86ºF beider Stufen erzielt.
Entladungsdruck = 152,3 psia (10,5 bar a)
Isentroper Wirkungsgrad = 80%
sekundäre Luftmenge = 147370 lb/hr (66845 kg/hr)
Die Kompressions- und Leistungsverbrauchs-Merkmale dieses abgeänderten Verfahrens können berechnet werden, um die folgenden Ergebnisse zu erzielen.
Primäre Luftkompression = 10610 HP (7910 kw)
sekundäre Luftkompression = 3600 HP (2685 kw)
Leistungsausstoß des Expanders = 27880 HP (20750 kw)
Dampf-Erzeugung = 25500 lb/hr (11566 kg/hr)
Leistungsasustoß = 1610 HP (1200 kw)
NOx Kompression = 6000 Hp (4475 kw)
Netto-Leistungsausstoß des veränderten Anlage
= 27830 + 1610 - 10610 - 3600 - 6000
= 9230 HP (6880 kw)
Somit hat die Durchführung der Erfindung einen Anstieg der Leistungserzeugung des Verfahrens von 1760 HP (1310 kw) oder 23,6% gegenüber der orginalen Leistungsausstoß- Fähigkeit erlaubt.

Claims

1. Chemisches Verfahren mit exothermen Reaktionen, welche über atmosphärischen Druck in einer Anlage durchgeführt werden, welche konstruiert ist unter vorher bestimmter Vollast-Bedingung zu arbeiten, und in welcher der Betrieb des Verfahrens die Produktion eines Überschusses an Hitze hoher Temperatur ergibt, wobei ein Teil dieser Hitze verwendet wird ein unter Druck stehendes Gas der Reaktion zu erhitzen, welches dann expandiert wird, um Arbeit zu erzeugen, worbei eine Menge unter Druck stehenden Gases zusätzlich zu dem durch das Verfahren benötigte oder produzierte, durch einen anderen Teil des verfügbaren Überschusses an Hitze hoher Temperatur erhitzt und expandiert wird, um zusätzliche Arbeit zu erzeugen, wobei die Menge an zusätzlichem Gas so ist, daß die Gesamtmenge an expandiertem Gas größer ist als die Menge, welche verfügbar wäre für die Expansion durch den Betrieb des Verfahrens bei Vollast-Bedingungen ohne Zufuhr des Zusatzgases.

2. Verfahren gemäß Anspruch 1, wobei die Menge an Zusatzgases so ist, daß das für die Expansion verfügbare Gas mindestens um 10% im Vergleich zu dem Fall, daß kein Zusatzgases bereit gestellt wird, vermehrt ist.

3. Verfahren gemäß Anspruch 2, wobei die Menge an Zusatzgas so ist, daß das für die Expansion verfügbare Gas mindestens um 20% im Vergleich zu dem Fall, daß kein Zusatzgas bereit gestellt wird, vermehrt ist.

4. Verfahren gemäß Anspruch 3, wobei die Menge an Zusatzgas so ist, daß das für die Expansion verfügbare Gas mindestens um 20% bis 100% vermehrt ist.

5. Verfahren gemäß einem der Ansprüche 1 bis 4, wobei das zu expandierende Gas eine Temperatur von 500 bis 1500ºC hat.

6. Verfahren gemäß Anspruch 5, wobei das zu expandierende Gas eine Temperatur von 600 bis 850ºC hat.

7. Verfahren gemäß einem der Ansprüche 1 bis 6, wobei das Zusatzgas das gleiche ist wie ein Betriebsgas der Reaktion.

8. Verfahren gemäß einem der Ansprüche 1 bis 7, wobei das heiße Gas, das den Reaktionsprozeß verläßt, einen niedrigeren Druck als das Betriebsgas hat und das Zusatzgas auf einen Druck weniger als dem des Betriebsgases unter Druck gesetzt ist.

9. Verfahren gemäß einem der Ansprüche 1 bis 7, wobei das heiße Gas aus dem exothermen Reaktionsprozeß, welches expandiert werden soll, einen höheren Druck als das Betriebsgas hat, und das Zusatzgas auf einen Druck höher als den des Betriebsgases unter Druck gesetzt ist.

10. Verfahren gemäß Anspruch 9, wobei das zusätzliche Gas erstens auf denselben Druck wie das Betriebsgas komprimiert ist und anschließend, vor dem Erhitzen und der Expansion, weiter unter Druck gesetzt wird.

11. Verfahren gemäß einem der Ansprüche 1 bis 10, worin die Reaktion eine Oxidationsreaktion mit Luft als ein Betriebsgas ist und das Zusatzgas ebenfalls Luft ist.

12. Verfahren gemäß Anspruch 11, wobei die Reaktion die Oxidation von Ammoniak bei der Herstellung von Salpetersäure ist.

13. Verfahren gemäß Anspruch 12, wobei die Menge an Zusatzluft 20 bis 75% der Luft ist, die nötig für die Anlage zum Betrieb bei Vollast-Bedingungen ist.

14. Verfahren gemäß einem der Ansprüche 1 bis 12, wobei das Zusatzgas getrennt vom heißen Gas des Reaktionsprozesses expandiert wird.

15. Verfahren gemäß einen der Ansprüche 1 bis 12, worin das Zusatzgas in einen ersten Schritt getrennt vom heißen Gas der Reaktion expandiert wird und dann in einem zweiten Schritt mit dem heißem Gas expandiert wird.

16. Verfahren gemäß Anspruch 1, wobei das Zusatzgas Luft ist und ein Brennstoff in der Zusatzluft oder einem Gemisch aus Zusatzgas und heißem Gas aus der Reaktion vor der Expandierung, verbrannt wird.

17. Verfahren gemäß Anspruch 1, wobei Dampf zum zu expandierenden heißen Gas zugemischt wird.

18. Verfahren gemäß einem der Ansprüche 1 bis 15, wobei das Zusatzgas Luft ist und ein Gemisch von diesem Gas mit heißem Gas aus der Reaktion mit Brennstoff in einer katalytischen, exothermen Reaktion umgesetzt wird.