ES2714675T3 - Integración de la adsorción por oscilación de presión con una central de energía eléctrica para la captura/utilización de CO2 y la producción de N2 - Google Patents

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Abstract

Un método para la producción de N2 y CO2 a partir de una corriente de escape de reactor, que comprende: hacer pasar una corriente de escape de reactor que comprende al menos el 70% en volumen de N2 y al menos el 10% en volumen de CO2 en un reactor de adsorción por oscilación que comprende un material adsorbente, que incluye una mezcla de un carbonato de metal alcalino y un óxido de metal alcalinotérreo y/o un óxido de metal de transición, teniendo la corriente de escape de reactor una presión de entre 10 bara (1,0 MPaa) y 30 bara (3,0 MPaa); adsorber CO2 en el material adsorbente a una temperatura de adsorción de al menos 400ºC; recuperar una corriente de N2 con una pureza de al menos el 95% en volumen desde un extremo delantero del reactor, teniendo la corriente de N2 recuperada una presión que difiere de la presión de la corriente de escape de reactor en 0,5 bar (50 kPa) o menos; reducir la presión en el reactor de adsorción por oscilación hasta una presión de desde 1,0 bara (0,1 MPaa) hasta 3,0 bara (0,3 MPaa) produciendo una corriente de reducción por soplado desde al menos un extremo del reactor; purgar el reactor de adsorción por oscilación con una purga de vapor a una presión de desde 1,0 bara (0,1 MPaa) hasta 3,0 bara (0,3 MPaa) para generar una corriente de recuperación de CO2, la corriente de recuperación de CO2 que comprende al menos el 90% del CO2 presente en la corriente de escape de reactor, conteniendo la purga de vapor menos de 1,0 mol de H2O por mol de CO2 en la corriente de escape de reactor; y opcionalmente comprender además hacer pasar una segunda corriente de purga a través del reactor de adsorción por oscilación para generar una segunda corriente de recuperación de CO2, teniendo la segunda corriente de purga una composición diferente a la de la purga de vapor, en el que el paso, la adsorción, la recuperación, la reducción y la purga comprenden un ciclo de adsorción por oscilación de presión, y correspondiendo la corriente de escape de reactor, la purga de vapor y la segunda corriente de purga, si se usa, corresponden a al menos el 95% en volumen de todos los flujos de gas introducidos en el reactor de adsorción por oscilación durante el ciclo de adsorción por oscilación de presión.

Description

DESCRIPCION
Integracion de la adsorcion por oscilacion de presion con una central de energía electrica para la captura/utilizacion de CO2 y la produccion de N2
Campo de la invencion
En diversos aspectos, la invencion se refiere a la produccion de energía electrica con baja emision con separacion y/o captura de las emisiones resultantes.
Antecedentes de la invencion
La captura de gases emitidos desde centrales de energía electrica es un area de interes creciente. Las centrales de energía electrica basadas en la combustion de productos de petroleo generan dióxido de carbono como subproducto de la reaccion. Historicamente, este dióxido de carbono se ha liberado a la atmosfera tras la combustion. Sin embargo, se esta volviendo cada vez mas deseable identificar maneras para encontrar usos alternativos para el dióxido de carbono generado durante la combustion.
Las centrales de energía electrica de ciclo combinado proporcionan una manera eficaz para generar electricidad a partir del quemado de productos de petroleo u otros combustibles a base de carbono. Las centrales de energía electrica de ciclo combinado pueden hacer uso de una reaccion de combustion inicial para accionar multiples turbinas para la generacion de electricidad, conduciendo a una generacion de energía electrica mas eficaz. Sin embargo, los metodos convencionales para capturar dióxido de carbono tienden a reducir la eficacia de la generacion de electricidad, debido a la energía adicional requerida para capturar y/o secuestrar el dióxido de carbono.
La publicacion internacional PCT n o WO/2012/003079 describe sistemas y metodos para generar electricidad usando una central de energía electrica de ciclo combinado basandose en la combustion de combustibles a base de carbono. Los sistemas y metodos incluyen el uso de razones estequiometricas de combustibles con respecto a oxigeno en la reaccion de combustion asi como la recirculacion de gas de escape de combustion como parte de la entrada a la reaccion de combustion. Los productos de combustion se extraen del sistema como corriente de gas de purga. El CO2 en la corriente de gas de purga se elimina, por ejemplo, usando un disolvente tal como carbonato de potasio.
La patente estadounidense n o 6.902.602 describe metodos para realizar separaciones mediante adsorcion por oscilacion, siendo deseable minimizar o evitar la interaccion entre uno de los componentes en una corriente de gas que esta separandose y un componente de la corriente de gas usada para purgar el aparato de adsorcion por oscilacion. Como ejemplo, se observan separaciones de hidrógeno y dióxido de carbono a partir de la corriente de gas de sintesis, siendo deseable evitar la contaminacion de la corriente de producto de hidrógeno con nada de oxigeno de la corriente de purga que contiene oxigeno tipica. Los metodos de separacion incluyen el uso de una o mas etapas de gas tampon durante una separacion, usandose un tampon diferente de cualquier otro componente para impedir la contaminacion entre etapas de un proceso de separacion.
La solicitud de patente estadounidense publicada n.° 2012/0125194 describe un ciclo autotermico para la captura de CO2. Un gas de escape de combustion se pone en contacto con un lecho de adsorbente para adsorber CO2. El CO2 se elimina entonces poniendo en contacto el adsorbente con un gas que comprende vapor. El gas de salida resultante que contiene vapor y CO2 se transporta a un sistema de nueva compresion de vapor para recuperar H2O, CO2 y calor. El H2O y el calor recuperados se usan entonces para proporcionar vapor para el gas de barrido. La cantidad de gas de barrido de vapor requerida para la recuperació dne CO2 se describe como que es de ~1 mol de vapor por mol de gas de alimentacion de entrada. Las alimentaciones de entrada de gas de chimenea se describen como que tienen un contenido en CO2 del 15% en moles o menos. Por tanto, la razon molar de vapor/CO2 se describe como que es de al menos ~6 moles de vapor por mol de CO2. El proceso se describe como que recupera al menos el 90% del carbono en el gas de escape de combustion como parte del gas de salida.
Otras publicaciones potencialmente relevantes pueden incluir la publicacion de solicitud de patente estadounidense n o 20120318533, la solicitud de patente europea n o EP 2220338, un articulo de Reijers etal,, Ind. Eng. Chem. Res., 2009, 48, 6966, y un articulo de Wright et al,, Energy Procedia, 2011,4, 1457, entre otros,
Sumario de la invencion
Un aspecto de la presente invencion se refiere a un metodo para generar energía electrica según la reivindica 3c.ión Otro aspecto de la presente invencion se refiere a un metodo para la produccion de N2 y CO2 a partir de una corriente de escape de rea scetogúrn la reivindicación 1.
Aun otro aspecto de la presente invencion se refiere a un metodo para la produccion de N2 y CO2 a partir de una corriente de escape de rea scetogúrn la reivindicación 8.
Realizaciones preferidas se definen en las reivindicaciones dependientes. Cualquier información que se encuentre fuera del alcance de las reivindicaciones es solo explicativa.
Breve descripción de las figuras
La Figura 1 muestra esquematicamente un ejemplo de un sistema de ciclo combinado para generar electricidad basandose en la combustion de un combustible a base de carbono.
La Figura 2 muestra esquematicamente una configuracion para un proceso de adsorcion por oscilacion de presion. La Figura 3 muestra un grafico de pureza de CO2 frente a contenido de purga de vapor según para el ejemplo 4. La Figura 4 muestra pictoricamente la organizacion de ciclo de una disposicion de sorcion de 3 recipientes sin interconexion entre los recipientes.
La Figura 5 muestra pictoricamente la organizacion de ciclo de una disposicion de sorcion de 4 recipientes sin interconexion entre los recipientes.
La Figura 6 muestra pictoricamente la organizacion de ciclo de una disposicion de sorcion de 4 recipientes con cierto nivel de interconexion entre los recipientes.
Descripcion detallada de las realizaciones
En diversos aspectos, se proporcionan metodos para la generacion de energía electrica usando turbinas, al tiempo que se reducen y/o mitigan las emisiones durante la generacion de energía electrica. En un sistema de generacion de ciclo combinado, el gas de chimenea de una reaccion de combustion para una turbina de gas tambien puede usarse para accionar una turbina de vapor. El gas de chimenea puede recircularse entonces para su uso como parte de la entrada a la turbina de gas. Una parte del gas de escape recirculado puede separarse eficazmente para generar una corriente de dióxido de carbono de alta pureza, al tiempo que se reduce y/o minimiza la energía requerida para la separacion, y sin la necesidad de reducir la temperatura del gas de chimenea. Esto puede permitir que se use otra parte (por ejemplo, la restante) del gas de escape recirculado, que puede estar compuesto normalmente por una mayoria de nitrogeno, para generar electricidad adicional, por ejemplo, sin tener que ajustar la presion y/o temperatura del gas de escape recirculado para dar cabida a las condiciones requeridas para el proceso de separacion de dióxido de carbono. Por tanto, puede implementarse una recuperació dne energía mejorada a partir del sistema de ciclo combinado, al tiempo que se generan tambien corrientes de pureza relativamente alta de dióxido de carbono y nitrogeno.
Una variedad de configuracion de sistema y de condiciones de procesamiento pueden contribuir a la generacion de energía electrica con bajas emisiones, que tambien pueden separarse y/o capturarse eficazmente para su uso adicional. Por ejemplo, el flujo de gas de entrada para el combustor a la turbina de gas puede seleccionarse para tener una composicion deseable, por ejemplo, una razon aproximadamente estequiometrica de combustible con respecto a oxigeno. Tener una razon aproximadamente estequiometrica de combustible con respecto a oxigeno puede reducir la cantidad de oxigeno sin reaccionar presente en la salida de gas tras la combustion. Esto puede facilitar la separacion de los otros productos de combustion, asi como potencialmente reducir/eliminar la produccion de especies de NOx. Mas generalmente, una reaccion de combustion aproximadamente estequiometrica con una alimentacion deseable puede dar como resultado un escape compuesto principalmente de CO2 , N2 y H2O.
Otro ejemplo de una configuracion de sistema y/o condicion de proceso que puede contribuir a la generacion de energía electrica con baja emision que puede separarse y/o capturarse eficazmente puede incluir el uso de gas de escape recirculado como parte del flujo de gas de entrada. El flujo de gas que sale del proceso de combustion puede usarse ventajosamente ara accionar una turbina de gas. Tras accionar la turbina de gas, este flujo de gas corresponde a un gas de escape. Este gas de escape puede usarse en una configuracion de ciclo combinado que acciona una turbina de vapor usando un intercambiador de calor para extraer calor del gas de escape. Este gas de escape puede recircularse entonces, tras la eliminacion de agua, para su uso como parte del flujo de gas de entrada. El gas de escape puede tener ventajosamente un porcentaje en volumen elevado de CO2 en relacion con aire ambiental, que tambien puede ayudar a la hora de seleccionar el contenido en CO2 del flujo de gas de entrada a la reaccion de combustion. Controlar la cantidad de CO2 en los productos de combustion puede ser beneficioso para potenciar la salida de energía capturada de la reaccion de combustion.
Recircular todo el gas de escape puede permitir que se mantenga todo el carbono en el escape en una unica corriente hasta que la corriente pueda desviarse a un proceso de captura de carbono. Sin embargo, normalmente puede necesitarse menos de todo el gas de escape recirculado para proporcionar gas adicional para el flujo de gas de entrada a la combustion. Como resultado, cualquier exceso de gas de escape puede desviarse, por ejemplo, para su separacion en corrientes de gas de CO2 y N2 de alta pureza. Una ubicacion conveniente en el proceso para realizar esta desviacion puede ser despues de que se haya modificado el gas de escape recirculado para conseguir la temperatura y presion deseadas para el flujo de gas de entrada a la combustion. En este punto, puede ser deseable realizar la separacion de CO2 y N2 al tiempo que se reduce/minimiza la cantidad de perdida de energía debido a reducciones de temperatura/presion. Por ejemplo, los metodos con disolventes tipicos para separar CO2 y N2 requieren una reduccion en la temperatura del gas de escape recirculado. Para tales metodos con disolventes convencionales, con el fin de conservar tanta energía en la corriente de N2 como sea posible, pueden usarse intercambiadores de calor para transferir calor desde el gas de escape recirculado a la corriente de N2 separada.
La separacion de CO2 y N2 se realiza usando un proceso de adsorcion por oscilacion de presion (PSA) para separar el CO2 y N2 a la temperatura y presion del flujo de gas de entrada a la reaccion de combustion. Usar la adsorcion por oscilacion de presion para realizar la separacion puede permitir la recuperació,n por ejemplo, de al menos el 90% (al menos aproximadamente el 95%, al menos aproximadamente el 97%, al menos aproximadamente el 98%, al menos aproximadamente el 99%, al menos aproximadamente el 99,3% o al menos aproximadamente el 99,5%) del CO2 en el gas de escape recirculado, por ejemplo, al tiempo que tambien se genera una corriente de N2 con al menos el 95% en volumen de pureza (al menos aproximadamente el 97% de pureza, al menos aproximadamente el 98% de pureza o al menos aproximadamente el 99% de pureza) y/o una corriente de CO2 con al menos aproximadamente el 80% de pureza (tal como al menos aproximadamente el 85% de pureza, al menos aproximadamente el 90% de pureza, al menos aproximadamente el 95% de pureza, al menos aproximadamente el 97% de pureza, al menos aproximadamente el 98% de pureza, al menos aproximadamente el 99% de pureza, al menos aproximadamente el 99,3% de pureza o al menos aproximadamente el 99,5% de pureza).
En diversos aspectos, las condiciones de funcionamiento para un reactor de PSA pueden seleccionarse para facilitar el proceso de generacion de energía electrica, al tiempo que todavia se capturan eficazmente los gases de escape. Usar una PSA de temperatura relativamente alta puede conservar el contenido de energía de la parte de N2 del gas de escape recirculado, de modo que la corriente de gas de N2 puede usarse para accionar una turbina adicional para la generacion de electricidad. Por el contrario, un metodo de separacion convencional para la separacion de CO2 , tal como separacion con disolventes, puede requerir normalmente el ajuste de la temperatura y/o presion de la corriente para facilitar la separacion. Por tanto, en lugar de requerir energía para modificar el escape recirculado antes de tratar los gases de escape, el uso de un reactor de PSA puede permitir que se ajuste el proceso de captura para coincidir con las condiciones de funcionamiento para la generacion de energía electrica.
La PSA a alta temperatura tambien puede realizarse usando un ciclo de proceso que evita la necesidad de vapor a alta temperatura y/u otro gas de purga de intensa energía. Esto puede permitir que se recuera CO2 de alta pureza, al tiempo que se reduce/minimiza la cantidad de perdida de energía para la captura de los gases de escape.
Proceso de ciclo combinado para la generacion de energía electrica con bajas emisiones
En diversos aspectos, se proporcionan sistemas y metodos para generar energía electrica al tiempo que se controlan y/o capturan las emisiones producidas durante la generacion de energía electrica. Un proposito de la generacion de energía electrica es usar alimentaciones de entrada (tal como combustibles) de manera tan eficaz como sea posible, de modo que la generacion de energía electrica puede aumentarse/optimizarse para una cantidad dada de combustible y/o de equipamiento. Basandose en las condiciones para una generacion de energía electrica eficaz, un proposito para el control/la captura de emisiones puede ser proporcionar una captura eficaz de emisiones al tiempo que se reducen/minimizan los cambios en las condiciones para la generacion de energía electrica.
Tal como se usa en el presente documento, el termino “combustion estequiometrica” se refiere a una reaccion de combustion que tiene un volumen de reactivos que comprende un combustible y un oxidante y un volumen de productos formados mediante la combustion de los reactivos, usandose sustancialmente todo el volumen de los reactivos para formar los productos. Tal como se usa en el presente documento, el termino “combustion sustancialmente estequiometrica” se refiere a una reaccion de combustion que tiene una razon molar de combustible de combustion con respecto a oxigeno que oscila entre mas menos aproximadamente el 10%, por ejemplo, desde aproximadamente mas menos aproximadamente el 5%, del oxigeno requerido para una razon estequiometrica. Por ejemplo, la razon estequiometrica de combustible con respecto a oxigeno para metano es de 1:2 (CH4 + 2 O2 ^ CO2 + 2 H2O), mientras que el propano debe tener una razon estequiometrica de combustible con respecto a oxigeno de 1:5. Otra manera de medir una combustion sustancialmente estequiometrica puede ser como razon de oxigeno suministrado con respecto a oxigeno requerido para la combustion estequiometrica, por ejemplo, desde aproximadamente 0,9:1 hasta aproximadamente 1,1:1 o desde aproximadamente 0,95:1 hasta aproximadamente 1,05:1.
En algunos aspectos, los procesos descritos en el presente documento pueden usarse para producir energía electrica de emision ultrabaja y CO2 para aplicaciones de recuperación de petroleo potenciada (EOR), de recuperació dne hidrocarburos potenciada (EHR) y/o de secuestro/captura; en tales casos, las condiciones de proceso para EOR/EHR pueden ser similares a las de la aplicacion de secuestro/captura o pueden ser ligeramente diferentes. En uno o mas aspectos, una mezcla de gas enriquecido con oxigeno (por ejemplo, aire enriquecido) y combustible puede someterse a combustion estequiometricamente o de manera sustancialmente estequiometrica y mezclarse simultaneamente con una corriente de gas de escape recirculado. La corriente de gas de escape recirculado, que incluye generalmente productos de combustion tal como CO2, puede usarse como diluyente para controlar, ajustar y/o moderar de otro modo la temperatura de combustion y el escape que entra en el expansor subsiguiente. Como resultado de usar enriquecimiento con oxigeno, el gas de escape recirculado puede tener un contenido en CO2 aumentado, permitiendo de ese modo que el expansor funcione a razones de expansion incluso mayores para las mismas temperaturas de entrada y de descarga, produciendo de ese modo una energía electrica significativamente aumentada.
La combustion en turbinas de gas comerciales en condiciones estequiometricas o condiciones sustancialmente estequiometricas (por ejemplo, combustion “ligeramente rica”) puede demostrar se ventajosa para eliminar el coste de la eliminacion del oxigeno en exceso. Enfriando el escape y condensando el agua a partir de la corriente de escape enfriada, puede producirse una corriente de escape con un contenido en CO2 relativamente alto. Aunque una parte del gas de escape recirculado puede utilizarse para la moderacion de temperatura en un ciclo de Brayton cerrado, una corriente de purga restante puede usarse para aplicaciones de EOR y/o de recuperación de hidrocarburos potenciada y/o puede producirse energía electrica emitiendose poco o nada de óxidos de azufre (SOx), óxidos de nitrogeno (NOx) y/o CO2 a la atmosfera. El resultado de este proceso puede incluir la produccion de energía electrica en tres ciclos independientes y la fabricacion de CO2 adicional. En algunos aspectos, realizar una combustion estequiometrica puede permitir la generacion de una corriente de escape que consiste sustancialmente en CO2 , H2O y N2. Una corriente de escape que consiste sustancialmente en CO2 , H2O y N2 se define como una corriente de escape que contiene aproximadamente el 5% en moles o menos de otras moleculas de gas, por ejemplo, aproximadamente el 2,5% en moles o menos o aproximadamente el 1% en moles o menos.
La Fig. 1 representa un esquema de un sistema integrado ilustrativo 100 para la generacion de energía electrica y recuperació dne CO2 que usa una disposicion de ciclo combinado s,egún una o mas realizaciones. En al menos una realizacion, el sistema de generacion de energía electrica 100 puede incluir un sistema de turbina de gas 102 caracterizado como ciclo de Brayton cerrado, que produce energía electrica. El sistema de turbina de gas 102 puede tener un compresor primero o principal 104 acoplado a un expansor 106 a traves de un arbol 108. El arbol 108 puede ser cualquier acoplamiento mecanico, electrico y/u otro de energía electrica, permitiendo de ese modo que una parte de la energía mecanica generada por el expansor 106 impulse el compresor principal 104. En al menos una realizacion, el sistema de turbina de gas 102 puede ser una turbina de gas estandar, formando el compresor principal 104 y el expansor 106 los extremos de compresor y de expansor, respectivamente. Sin embargo, en otras realizaciones, el compresor principal 104 y el expansor 106 pueden ser componentes individualizados en el sistema 102.
El sistema de turbina de gas 102 tambien puede incluir una camara de combustion 110 configurada para someter a combustion un combustible introducido a traves del conducto 112 mezclado con un oxidante introducido a traves del conducto 114. En una o mas realizaciones, el combustible en el conducto 112 puede incluir cualquier gas o liquido hidrocarbonado adecuado, tal como gas natural, metano, etano, nafta, butano, propano, gas de sintesis, diesel, queroseno, combustible para aviacion, combustible derivado de carbon, biocombustible, materia prima hidrocarbonada oxigenada, o cualquier combinacion de los mismos. El oxidante a traves del conducto 114 puede derivarse de un compresor segundo o de entrada 118 acoplado fluidicamente a la camara de combustion 110 y adaptado para comprimir un oxidante de alimentacion introducido a traves del conducto 120. En una o mas realizaciones, el oxidante de alimentacion en el conducto 120 puede incluir aire atmosferico, aire enriquecido o combinaciones de los mismos. Cuando el oxidante en el conducto 114 incluye una mezcla de aire atmosferico y aire enriquecido, el aire enriquecido puede comprimirse mediante el compresor de entrada 118 antes y/o despues de mezclarse con el aire atmosferico. El aire enriquecido puede tener una concentracion de oxigeno global de al menos aproximadamente el 30% en volumen, por ejemplo, al menos aproximadamente el 35% en volumen, al menos aproximadamente el 40% en volumen, al menos aproximadamente el 45% en volumen, al menos aproximadamente el 50% en volumen, desde aproximadamente el 30% en volumen hasta aproximadamente el 70% en volumen, desde aproximadamente el 30% en volumen hasta aproximadamente el 65% en volumen, desde aproximadamente el 30% en volumen hasta aproximadamente el 60% en volumen, desde aproximadamente el 30% en volumen hasta aproximadamente el 55% en volumen, desde aproximadamente el 30% en volumen hasta aproximadamente el 50% en volumen, desde aproximadamente el 35% en volumen hasta aproximadamente el 70% en volumen, desde aproximadamente el 35% en volumen hasta aproximadamente el 65% en volumen, desde aproximadamente el 35% en volumen hasta aproximadamente el 60% en volumen, desde aproximadamente el 35% en volumen hasta aproximadamente el 55% en volumen, desde aproximadamente el 35% en volumen hasta aproximadamente el 50% en volumen, desde aproximadamente el 40% en volumen hasta aproximadamente el 70% en volumen, desde aproximadamente el 40% en volumen hasta aproximadamente el 65% en volumen, desde aproximadamente el 40% en volumen hasta aproximadamente el 60% en volumen, desde aproximadamente el 40% en volumen hasta aproximadamente el 55% en volumen, desde aproximadamente el 40% en volumen hasta aproximadamente el 50% en volumen, desde aproximadamente el 45% en volumen hasta aproximadamente el 70% en volumen, desde aproximadamente el 45% en volumen hasta aproximadamente el 65% en volumen, desde aproximadamente el 45% en volumen hasta aproximadamente el 60% en volumen, desde aproximadamente el 45% en volumen hasta aproximadamente el 55% en volumen, desde aproximadamente el 45% en volumen hasta aproximadamente el 50% en volumen, desde aproximadamente el 50% en volumen hasta aproximadamente el 70% en volumen, desde aproximadamente el 50% en volumen hasta aproximadamente el 65% en volumen o desde aproximadamente el 50% en volumen hasta aproximadamente el 60% en volumen.
El aire enriquecido puede derivarse de una cualquiera o mas de diversas fuentes, incluyendo implementando diversas tecnologias aguas arriba del compresor de entrada 118 para producir el aire enriquecido. Por ejemplo, el aire enriquecido puede derivarse de tecnologias de separacion tales como separacion por membrana, adsorcion por oscilacion de presion, adsorcion por oscilacion de temperatura, corrientes de subproducto de planta de nitrogeno y/o combinaciones de las mismas. El aire enriquecido puede derivarse adicional o alternativamente de una unidad de separacion de aire (ASU), tal como una ASU criogenica, para producir nitrogeno para el mantenimiento de la presion u otros propositos. La corriente de rechazo de la ASU puede ser rica en oxigeno, por ejemplo, teniendo un contenido en oxigeno global de desde aproximadamente el 50% en volumen hasta aproximadamente el 70% en volumen. Esta corriente de rechazo puede usarse como al menos una parte del aire enriquecido y diluirse posteriormente, si es necesario, con aire atmosferico sin procesar para obtener la concentracion de oxigeno deseada para la aplicacion.
Tal como se describira en mas detalle a continuacion, la camara de combustion 110 tambien puede recibir un gas de escape de recirculacion comprimido en el conducto 144, incluyendo una recirculacion de gas de escape que tiene principalmente componentes de CO2 y nitrogeno. El gas de escape de recirculacion comprimido en el conducto 144 puede derivarse del compresor principal 104 y adaptarse para ayudar a facilitar una combustion estequiometrica o sustancialmente estequiometrica del oxidante comprimido en el conducto 114 y el combustible en el conducto 112 moderando la temperatura de los productos de combustion. Como puede apreciarse, recircular el gas de escape puede servir para aumentar la concentracion de CO2 en el gas de escape.
Un gas de escape en el conducto 116 dirigido hacia la entrada del expansor 106 puede generarse como producto de combustion del combustible en el conducto 112 y el oxidante comprimido en el conducto 114, en presencia del gas de escape de recirculacion comprimido en el conducto 144. En al menos una realizacion, el combustible en el conducto 112 puede ser principalmente gas natural, generando de ese modo un gas de descarga o de escape a traves del conducto 116 que puede incluir partes volumetricas de agua vaporizada, CO2, nitrogeno, óxidos de nitrogeno (NOx) y óxidos de azufre (SOx). En algunas realizaciones, una pequena parte de combustible sin quemar en el conducto 112 u otros compuestos tambien puede estar presente en el gas de escape en el conducto 116 debido a limitaciones en el equilibrio de combustion. A medida que el gas de escape en el conducto 116 se expande a traves del expansor 106, puede generar energía mecanica para impulsar el compresor principal 104, un generador electrico y/u otras instalaciones, y tambien puede producir un escape gaseoso en el conducto 122 que tiene un contenido en CO2 elevado que resulta del influjo del gas de escape de recirculacion comprimido en el conducto 144. En algunas implementaciones, el expansor 106 puede estar adaptado para producir energía mecanica adicional que puede usarse para otros propositos.
Adicional o alternativamente, el sistema de generacion de energía electrica 100 puede incluir un sistema de recirculacion de gas de escape (EGR) 124, que puede incluir un generador de vapor con recuperació dne calor (HRSG) 126 o dispositivo similar, acoplado fluidicamente a una turbina de gas de vapor 128. En al menos una realizacion, la combinacion del HRSG 126 y la turbina de gas de vapor 128 puede caracterizarse como un ciclo de Rankine cerrado que produce energía electrica. En combinacion con el sistema de turbina de gas 102, el HRSG 126 y la turbina de gas de vapor 128 pueden formar parte de una planta de generacion de energía electrica de ciclo combinado, tal como una planta de ciclo combinado de gas natural (NGCC). El escape gaseoso en el conducto 122 puede introducirse en el HRSG 126 con el fin de generar vapor a traves del conducto 130 y un gas de escape enfriado en el conducto 132. Adicional o alternativamente, el vapor en el conducto 130 puede enviarse a la turbina de gas de vapor 128 para generar energía electrica adicional.
El gas de escape enfriado en el conducto 132 puede enviarse a una primera unidad de enfriamiento 134 adaptada para enfriar el gas de escape enfriado en el conducto 132 y generar una corriente de gas de recirculacion enfriada 140. La primera unidad de enfriamiento 134 puede incluir, por ejemplo, uno o mas enfriadores de contacto, enfriadores compensadores, unidad de enfriamiento evaporativa o cualquier combinacion de los mismos. La primera unidad de enfriamiento 134 puede estar adaptada adicional o alternativamente para eliminar una parte de cualquier agua condensada del gas de escape enfriado en el conducto 132 por medio de una corriente de abandono de agua 138. En al menos una realizacion, la corriente de abandono de agua 138 puede dirigirse al HRSG 126 a traves del conducto 141 para proporcionar una fuente de agua para la generacion de vapor adicional en el conducto 130 en el mismo. Adicional o alternativamente, el agua recuperada por medio de la corriente de abandono de agua 138 puede usarse para otras aplicaciones aguas abajo, tales como procesos de intercambio de calor complementarios.
En la mayoria de las realizaciones, la corriente de gas de recirculacion enfriada 140 puede dirigirse hacia un compresor de refuerzo 142. Enfriar el gas de escape enfriado en el conducto 132 en la primera unidad de enfriamiento 134 puede reducir la energía electrica requerida para comprimir la corriente de gas de recirculacion enfriada 140 en el compresor de refuerzo 142. En oposicion a un sistema de ventilador o soplador convencional, el compresor de refuerzo 142 puede estar configurado para comprimir, y por tanto aumentar, la densidad global de la corriente de gas de recirculacion enfriada 140, dirigiendo de ese modo un gas de recirculacion presurizado en el conducto 145 aguas abajo, pudiendo presentar por tanto el gas de recirculacion presurizado en el conducto 145 una tasa de flujo masico aumentada para el mismo flujo volumetrico. Esto puede demostrar ser ventajoso, dado que el compresor principal 104 puede estar limitado en el flujo volumetrico, y dirigir mas flujo masico a traves del compresor principal 104 puede dar como resultado presiones de descarga mayores, traduciendose de ese modo en razones de presion mayores a traves del expansor 106. Razones de presion mayores generadas a traves del expansor 106 pueden permitir temperaturas de entrada mayores y, por tanto, un aumento en la potencia y/o la eficiencia del expansor 106. Como puede apreciarse, esto puede demostrar ser ventajoso, dado que el gas de escape rico en CO2 en el conducto 116 puede mantener generalmente una capacidad termica especifica mayor.
Dado que la presion de succion del compresor principal 104 puede ser normalmente una funcion de su temperatura de succion, una temperatura de succion de enfriador puede demandar generalmente menos energía electrica para hacer funcionar el compresor principal 104 para el mismo flujo masico. Por consiguiente, el gas de recirculacion presurizado en el conducto 145 puede dirigirse opcionalmente hacia una segunda unidad de enfriamiento 136, por ejemplo, que puede incluir uno o mas enfriadores de contacto directo, enfriadores compensadores, unidad de enfriamiento evaporativas, o cualquier combinacion de los mismos. En al menos una realizacion, la segunda unidad de enfriamiento 136 puede servir como postenfriador adaptado para eliminar al menos una parte del calor de compresion generado por el compresor de refuerzo 142 sobre el gas de recirculacion presurizado en el conducto 145. La segunda unidad de enfriamiento 136 puede extraer adicional o alternativamente agua condensada adicional por medio de una corriente de abandono de agua 143. En algunas de tales realizaciones, las corrientes de abandono de agua 138, 143 pueden converger en una corriente 141 y pueden o pueden no dirigirse al HRSG 126 para generar vapor adicional a traves del conducto 130 en el mismo. Aunque solo se representan unidades de enfriamiento primera y segunda 134, 136 en el presente documento, puede emplearse cualquier numero deseado de unidades de enfriamiento para adecuarse a una variedad de aplicaciones, sin apartarse del alcance de la divulgacion.
El compresor principal 104 puede estar configurado para recibir y comprimir el gas de recirculacion presurizado en el conducto 145 hasta una presion nominalmente a o por encima de la presion de la camara de combustion 110, generando de ese modo el gas de escape de recirculacion comprimido en el conducto 144. Como puede apreciarse, enfriar el gas de recirculacion presurizado en el conducto 145 en la segunda unidad de enfriamiento 136 tras la compresion en el compresor de refuerzo 142 puede permitir un flujo masico volumetrico aumentado de gas de escape al compresor principal 104. Por consiguiente, esto puede reducir la cantidad de energía electrica requerida para comprimir el gas de recirculacion presurizado en el conducto 145 hasta una presion predeterminada.
En muchas realizaciones, una corriente de purga 146 puede recuperarse del gas de escape de recirculacion comprimido en el conducto 144 y tratarse posteriormente en un separador de CO2 148 para capturar CO2 a una presion elevada a traves del conducto 150. Preferiblemente, el separador de CO2 puede ser una unidad de adsorcion por oscilacion de presion, tal como se describe mas detalladamente a continuacion. El CO2 separado en el conducto 150 puede usarse para ventas, usarse en otros procesos que requieren CO2 y/o comprimirse adicionalmente e inyectarse en un yacimiento terrestre para la recuperació dne petroleo potenciada (EOR), la recuperación de hidrocarburos potenciada (EHR), el secuestro, u otro proposito. Debido a la combustion estequiometrica o sustancialmente estequiometrica del combustible en el conducto 112 combinada con una presion reforzada del compresor de refuerzo 142, la presion parcial de CO2 en la corriente de purga 146 puede ser mucho mayor que en escapes de turbina de gas convencionales.
Una corriente residual 151, agotada esencialmente de CO2 y que consiste principalmente en nitrogeno, puede derivarse adicional o alternativamente del separador de CO2 148. En algunas realizaciones, la corriente residual 151 puede introducirse en un expansor de gas 152 para proporcionar energía electrica y un gas despresurizado expandido, o gas de escape, a traves del conducto 156. El expansor 152 puede ser, por ejemplo, un expansor de nitrogeno que produce energía electrica. Tal como se representa, el expansor de gas 152 puede estar acoplado opcionalmente al compresor de entrada 118 a traves de un arbol comun 154 u otro acoplamiento mecanico, electrico o de energía electrica de otro tipo, permitiendo de ese modo que una parte de la energía electrica generada por el expansor de gas 152 para impulsar el compresor de entrada 118. Sin embargo, durante el arranque del sistema 100 y/o durante el funcionamiento normal, cuando el expansor de gas 152 no puede suministrar toda la energía electrica requerida para hacer funcionar el compresor de entrada 118, al menos un motor 158, tal como un motor electrico, puede usarse de manera sinergica con el expansor de gas 152. Por ejemplo, el motor 158 puede estar dimensionado de manera apropiada de modo que, durante el funcionamiento normal del sistema 100, el motor 158 pueda configurarse para suministrar el fallo de energía electrica del expansor de gas 152. Sin embargo, en otras realizaciones el expansor de gas 152 puede usarse para proporcionar energía electrica a otras aplicaciones, y no acopladas directamente al compresor de entrada 118. Por ejemplo, puede haber una disparidad sustancial entre la energía electrica generada por el expansor 152 y los requisitos del compresor 118. En tales casos, el expansor 152 puede adaptarse para impulsar un compresor mas pequeno (o mas grande) (no mostrado) que puede demandar menos (o mas) energía electrica.
Un gas despresurizado expandido en el conducto 156, que consiste principalmente en gas de nitrogeno seco, puede descargarse del expansor de gas 152. En al menos una realizacion, la combinacion del expansor de gas 152, compresor de entrada 118 y separador de CO2 148 puede caracterizarse como un ciclo de Brayton abierto, y/o un tercer componente que produce energía electrica del sistema de generacion de energía electrica 100. Se cree que los sistemas y metodos convencionales de expansion del gas de nitrogeno en la corriente residual 151, y variaciones de los mismos, se conocen en la tecnica y por tanto no se dan a conocer en el presente documento.
Adicional o alternativamente, el expansor de gas 152 puede sustituirse y/o complementarse con un compresor aguas abajo 158. Al menos una parte de (y hasta toda) la corriente residual 151 puede comprimirse en un compresor aguas abajo para generar un gas de escape comprimido a traves del conducto 160, que puede ser adecuado para su inyeccion en un yacimiento para aplicaciones de mantenimiento de la presion. En aplicaciones en las que normalmente se reinyecta gas de metano en pozos de hidrocarburos para mantener las presiones de pozo, comprimir la corriente residual 151 puede demostrar ser ventajoso. Por ejemplo, el gas de nitrogeno presurizado en el conducto 160 puede inyectarse en su lugar en los pozos de hidrocarburos, y cualquier gas de metano residual puede venderse o usarse de otra manera como combustible en aplicaciones relacionadas, tal como en el conducto 112.
Usando aire enriquecido como oxidante comprimido en el conducto 114 y presurizando el gas de escape en el compresor de refuerzo 142, el sistema de generacion de energía electrica 100 puede conseguir concentraciones mayores de CO2 en el gas de escape, permitiendo de ese modo una separacion y una captura de CO2 mas eficaz. Las realizaciones dadas a conocer en el presente documento, por ejemplo, pueden aumentar eficazmente la concentracion de CO2 en el gas de escape en el conducto 116 hasta concentraciones de CO2 que oscilan entre aproximadamente el 10% en volumen y aproximadamente el 20% en volumen. Para conseguir tales concentraciones de CO2 , la camara de combustion 110 puede estar adaptada para someter a combustion estequiometrica o sustancialmente estequiometrica una mezcla entrante de combustible en el conducto 112 y oxidante comprimido en el conducto 114, pudiendo incluir el oxidante comprimido en el conducto 114 una corriente que tiene un contenido en oxigeno mayor de aproximadamente el 21% en volumen, por ejemplo, aire enriquecido, tal como que tiene una concentracion de oxigeno global de aproximadamente el 30% en volumen, aproximadamente el 35% en volumen, aproximadamente el 40% en volumen, aproximadamente el 45% en volumen o aproximadamente el 50% en volumen.
Con el fin de moderar la temperatura de la combustion estequiometrica y cumplir con los requisitos de enfriamiento de componente y de temperatura de entrada del expansor 106, una parte del gas de escape con contenido en CO2 aumentado derivado del gas de escape de recirculacion comprimido en el conducto 144 puede inyectarse a la camara de combustion 110 como diluyente. Por tanto, las realizaciones de la divulgacion pueden eliminar esencialmente el oxigeno en exceso del gas de escape en el conducto 116, al tiempo que ventajosamente aumenta su concentracion de CO2, por ejemplo, hasta aproximadamente el 20% en volumen u opcionalmente mayor. Como tal, el escape gaseoso en el conducto 122 puede tener menos de aproximadamente el 3,0% en volumen de oxigeno, por ejemplo, menos de aproximadamente el 1,0% en volumen de oxigeno, menos de aproximadamente el 0,1% en volumen de oxigeno o menos de aproximadamente el 0,01% en volumen de oxigeno.
Al menos un beneficio de tener una concentracion de CO2 aumentada puede ser que el expansor 106 pueda hacerse funcionar a una razon de expansion incluso mayor para las mismas temperaturas de entrada y de descarga, y puede producir de este modo una energía electrica aumentada. Esto puede deberse a la mayor capacidad termica del CO2 en relacion con el nitrogeno encontrado en el aire ambiental. En uno o mas aspectos, la razon de expansion del expansor 106 puede aumentarse desde aproximadamente 17,0 hasta aproximadamente 20,0, correspondiendo a aproximadamente el 10% en volumen y aproximadamente el 20% en volumen de corrientes de recirculacion de CO2 , respectivamente. Por ejemplo, puede usarse aire enriquecido que tiene aproximadamente el 35% en volumen de oxigeno con el fin de conseguir aproximadamente el 20% en volumen en la corriente de recirculacion de CO2.
Los beneficios adicionales o alternativos de tener una concentracion de CO2 aumentada en el gas de recirculacion pueden incluir, pero no se limitan a, una concentracion aumentada de CO2 en la corriente de purga extraida 146 usada para la separacion de CO2. Debido a su concentracion de CO2 aumentada, no es necesario que la corriente de purga 146 sea tan grande con el fin de extraer las cantidades requeridas de CO2. Por ejemplo, el equipamiento de manipulacion de extraccion para la separacion de CO2 puede ser menor, incluyendo sus tuberias, intercambiadores de calor, valvulas, torres de absorbedor, etc. Ademas, concentraciones aumentadas de CO2 pueden mejorar el rendimiento de tecnologia de eliminacion de CO2 , incluyendo el uso de procesos de separacion de baja energía, tal como el empleo de disolventes con menor intensidad de energía que de lo contrario serian insostenibles. Por consiguiente, los gastos de capital para capturar CO2 pueden reducirse drasticamente.
Ahora se comentara un ejemplo de funcionamiento del sistema 100. Como se apreciara, las temperaturas y presiones especificas conseguidas/experimentadas en los diversos componentes de cualquiera de las realizaciones dadas a conocer en el presente documento pueden cambiar dependiendo de, entre otros factores, la pureza del oxidante usado y/o las formas y/o modelos especificos de expansores, compresores, enfriadores, etc. Por consiguiente, debe apreciarse que los datos particulares descritos en el presente documento son solo con fines ilustrativos y no deben interpretarse como la unica interpretacion de los mismos. En una realizacion, el compresor de entrada 118 puede proporcionar oxidante comprimido en el conducto 114 a una presion de entre aproximadamente 280 psia (aproximadamente 1,9 MPaa) y aproximadamente 300 psia (aproximadamente 2,1 MPaa). Sin embargo, en el presente documento tambien se contempla la tecnologia de turbina de gas aeroderivativa, que puede producir y consumir presiones de hasta aproximadamente 750 psia (aproximadamente 5,2 MPaa) y mayores.
El compresor principal 104 puede estar configurado para recircular y comprimir gas de escape recirculado para dar el gas de escape de recirculacion comprimido en el conducto 144 a una presion nominalmente a o por encima de la camara de combustion 110 presion, y para usar una parte de ese gas de escape recirculado como diluyente en la camara de combustion 110. Dado que las cantidades de diluyente necesarias en la camara de combustion 110 pueden depender de la pureza del oxidante usado para la combustion estequiometrica o el modelo/diseno particular de expansor 106, puede disenarse un anillo de termopares y/o sensores de oxigeno (no mostrados) en la salida del expansor 106. En funcionamiento, los termopares y/o sensores pueden estar adaptados para regular y determinar el volumen de gas de escape requerido como diluyente necesario para enfriar los productos de combustion hasta la temperatura de entrada de expansor requerida, y tambien para proporcionar una realimentacion para regular la cantidad de oxidante que se inyecta a la camara de combustion 110. Por tanto, en respuesta a los requisitos termicos detectados por los termopares y/o los niveles de oxigeno detectados por los sensores de oxigeno, puede manipularse el flujo masico volumetrico de gas de escape de recirculacion comprimido en el conducto 144 y oxidante comprimido en el conducto 114 hacia arriba o hacia abajo para seguir la demanda.
En al menos una realizacion, puede experimentarse una caida de presion de aproximadamente 12-13 psi (aproximadamente 83-90 kPa) a traves de la camara de combustion 110 durante la combustion estequiometrica o sustancialmente estequiometrica. La combustion del combustible en el conducto 112 y el oxidante comprimido en el conducto 114 puede generar temperaturas de entre aproximadamente 20002F (aproximadamente 1093°C) y aproximadamente 3000°F (aproximadamente 1649°C) y presiones que oscilan entre aproximadamente 250 psia (aproximadamente 1,7 MPaa) y aproximadamente 300 psia (aproximadamente 2,1 MPaa). Tal como se describio anteriormente, debido al flujo masico aumentado y la capacidad termica especifica mayor del gas de escape rico en CO2 derivado del gas de escape de recirculacion comprimido en el conducto 144, pueden conseguirse razones de presion mayores a traves del expansor 106, permitiendo de ese modo temperaturas de entrada mayores y una energía electrica del expansor 106 aumentada.
El escape gaseoso en el conducto 122 que sale del expansor 106 puede presentar presiones a o cerca de la ambiental, por ejemplo, aproximadamente 13-17 psia (aproximadamente 90-120 kPaa). La temperatura del escape gaseoso en el conducto 122 puede ser de desde aproximadamente 1225°F (aproximadamente 663°C) hasta aproximadamente 1275°F (aproximadamente 691°C) antes de pasar a traves del HRSG 126 para generar vapor en el conducto 130 y un gas de escape enfriado en el conducto 132. En una o mas realizaciones, la unidad de enfriamiento 134 puede reducir la temperatura del gas de escape enfriado en el conducto 132, generando de ese modo la corriente de gas de recirculacion enfriada 140 que tiene una temperatura de entre aproximadamente 32°F (aproximadamente 0°C) y aproximadamente 120°F (aproximadamente 49°C). Como puede apreciarse, tales temperaturas pueden fluctuar, por ejemplo, dependiendo de las temperaturas de bulbo humedo durante temporadas especificas en ubicaciones especificas por todo el mundo.
Segun una o mas realizaciones, el compresor de refuerzo 142 puede estar configurad para elevar la presion de la corriente de gas de recirculacion enfriada 140 hasta una presion que oscila entre aproximadamente 17 psia (aproximadamente 120 kPaa) y aproximadamente 21 psia (aproximadamente 140 kPaa). Como resultado, el compresor principal 104 puede recibir y comprimir eventualmente un escape recirculado con una densidad mayor y un flujo masico aumentado, permitiendo de ese modo una presion de descarga sustancialmente mayor al tiempo que se mantiene la misma razon de presion o una similar. Con el fin de aumentar adicionalmente la densidad y el flujo masico del gas de recirculacion de escape, el gas de recirculacion presurizado en el conducto 145 descargado del compresor de refuerzo 142 puede enfriarse entonces adicionalmente en la segunda unidad de enfriamiento opcional 136, que puede, en algunas realizaciones, estar configurada para reducir la temperatura de gas de recirculacion presurizado en el conducto 145 hasta aproximadamente 105°F (aproximadamente 41°C) antes de dirigirse hacia el compresor principal 104.
Adicional o alternativamente, la temperatura del gas de escape de recirculacion comprimido en el conducto 144 descargado del compresor principal 104, y por consiguiente la temperatura de la corriente de purga 146, puede ser de aproximadamente 800°F (aproximadamente 427°C), con una presion de aproximadamente 280 psia (aproximadamente 1,9 MPaa). La adicion del compresor de refuerzo 142 y la combustion estequiometrica de aire enriquecido puede aumentar la presion de purga de CO2 en la corriente de purga 146, lo que puede conducir a un rendimiento de tratamiento de disolvente mejorado en el separador de CO2 148 debido a la presion parcial de CO2 mayor.
Procesos de adsorbedor por oscilacion - resumen
La adsorcion por oscilacion de presion (PSA) se basa en hacer oscilar o repetir en ciclos la presion sobre un lecho de adsorbente a traves de un intervalo de valores. En procesos de PSA, se conduce una mezcla gaseosa a presion durante un periodo de tiempo sobre un primer lecho de un sorbente solido que es selectivo, o relativamente selectivo, para eliminar uno o mas componentes, considerados habitualmente como contaminante, de la mezcla gaseosa. Por ejemplo, puede introducirse una alimentacion en un aparato de PSA a una presion de alimentacion. A la presion de alimentacion, uno o mas de los componentes (gases) en la alimentacion pueden (ad)sorberse selectivamente (o de manera relativamente selectiva), al tiempo que uno o mas de otros componentes (gases) pueden atravesar con una adsorcion menor o minima. Un componente (gas) que se (ad)sorbe selectivamente puede denominarse componente “pesado” de una alimentacion, al tiempo que un gas que no se (ad)sorbe selectivamente puede denominarse componente “ligero” de una alimentacion. Por conveniencia, una referencia al componente “pesado” de la alimentacion puede hacer referencia a todos los componentes (gases) que se (ad)sorben selectivamente, a menos que se especifique lo contrario. De manera similar, una referencia al componente “ligero” puede hacer referencia a todos los componentes (gases) que no se (ad)sorben selectivamente, a menos que se especifique lo contrario. Tras un periodo de tiempo, puede detenerse el flujo de alimentacion al aparato de PSA. El flujo de alimentacion puede detenerse basandose en un programa predeterminado, basandose en la deteccion del avance de uno o mas componentes pesados, basandose en la (ad)sorcion del/de los componente(s) pesado(s) correspondiendo a al menos un porcentaje umbral de la capacidad total del (ad)sorbente, o basandose en cualquier otro criterio conveniente. La presion en el reactor puede reducirse entonces hasta una presion de desorcion que puede permitir que el/los componente(s) (ad)sorbido(s) selectivamente (gas(es)) se libere(n) del (ad)sorbente. Opcionalmente, uno o mas gases de purga pueden usarse antes de, durante y/o tras la reduccion en la presion para facilitar la liberacion del/de los componente(s) (ad)sorbido(s) selectivamente (gas(es)). Dependiendo de su naturaleza, puede realizarse opcionalmente un ciclo de PSA completo a una temperatura aproximadamente constante. Ya que la PSA esta habilitada habitualmente mediante al menos adsorcion y se produce habitualmente en componentes gaseosos, los terminos “adsorcion”/“adsorbente” y “gas(es)” se usan como descriptores en la presente memoria descriptiva y las reivindicaciones, sin pretender ser limitante en su alcance, incluso si “absorcion”/“absorbente”/“sorbente”/“sorcion” y “componente(s)” pueden ser aplicables mas generalmente.
Pueden usarse multiples lechos para posibilitar un ciclo completo, pasando normalmente cada lecho secuencialmente a traves del mismo ciclo. Cuando un primer reactor de PSA satisface una condicion, tal como que el adsorbente en el reactor se sature suficientemente, el flujo de alimentacion puede cambiarse a un segundo reactor. El primer reactor de PSA puede regenerarse entonces be al liberarse los gases adsorbidos. Para permitir un flujo de alimentacion continuo, puede usarse un numero suficiente de reactores de PSA y/o lechos de adsorbente de modo que el primer reactor de PSA se acaba regenerandolo antes de al menos otro reactor de PSA satisfaga la condicion para cambiar reactores.
Procesos de absorbedor por oscilacion - ciclo de proceso
En diversos aspectos, puede usarse un reactor de PSA para realizar una separacion en una corriente que contiene CO2 y N2. Un ejemplo de una corriente de este tipo puede incluir la corriente de escape de una reaccion de combustion para proporcionar energía electrica para una turbina de gas. Preferiblemente, la corriente de escape puede ser el escape de una reaccion de combustion realizada con una composicion sustancialmente estequiometrica con respecto a la cantidad de oxigeno y combustible. Antes de usarla como alimentacion para separacion mediante PSA, la corriente de escape puede experimentar un procesamiento adicional, tal como condensacion para eliminar agua, combustion para eliminar combustible en exceso, adsorcion para la eliminacion de especies de NOx y/u otros tipos de procesamiento para eliminar componentes diferentes de CO2 y N2. En algunos aspectos, la parte de la corriente de escape usada como alimentacion para el reactor de PSA puede tener un contenido en agua de menos de aproximadamente el 1,0% en volumen, tal como menos de aproximadamente el 0,5% en volumen. Adicional o alternativamente, la parte de la corriente de escape usada como alimentacion para el reactor de PSA puede tener un contenido en O2 de menos de aproximadamente el 3,0% en volumen, tal como menos de aproximadamente el 1,0% en volumen o menos de aproximadamente el 0,5% en volumen. Mas adicional o alternativamente, la alimentacion al reactor de PSA puede estar compuesta sustancialmente de CO2 y N2, estando presentes los componentes de la alimentacion de gas de entrada diferentes de CO2 y N2 en una cantidad de aproximadamente el 1,0% en volumen o menos cada uno, tal como menos de aproximadamente el 0,5% en volumen cada uno. Todavia mas adicional o alternativamente, en una alimentacion compuesta sustancialmente de CO2 y N2 , el % en volumen combinado de componentes distintos de CO2 y N2 puede ser de aproximadamente el 2,0% en volumen o menos, tal como aproximadamente el 1,0% en volumen o menos o el 0,5% en volumen o menos.
Para realizar una separacion, una parte de la corriente de escape recirculada puede introducirse en un reactor de PSA, tal como una corriente de purga del bucle de recirculacion de corriente de escape. La parte de la corriente de escape recirculada puede extraerse del sistema de recirculacion de escape en una ubicacion tras haberse modificado la temperatura y la presion de la corriente de escape recirculada (y/o tras haberse obtenido la temperatura y la presion deseadas) para su uso como parte del flujo de gas de entrada a la reaccion de combustion. En tal punto en el sistema de recirculacion, la corriente de escape puede tener una temperatura de desde aproximadamente 300°C hasta aproximadamente 600°C, por ejemplo, desde aproximadamente 300°C hasta aproximadamente 550°C, desde aproximadamente 300°C hasta aproximadamente 500°C, desde aproximadamente 300°C hasta aproximadamente 450°C, desde aproximadamente 300°C hasta aproximadamente 400°C, desde aproximadamente 350°C hasta aproximadamente 600°C, desde aproximadamente 350°C hasta aproximadamente 550°C, desde aproximadamente 350°C hasta aproximadamente 500°C, desde aproximadamente 350°C hasta aproximadamente 450°C, desde aproximadamente 400°C hasta aproximadamente 600°C, desde aproximadamente 400°C hasta aproximadamente 550°C, desde aproximadamente 400°C hasta aproximadamente 500°C, desde aproximadamente 425°C hasta aproximadamente 600°C, desde aproximadamente 425°C hasta aproximadamente 550°C, desde aproximadamente 425°C hasta aproximadamente 500°C, desde aproximadamente 425°C hasta aproximadamente 460°C, desde aproximadamente 450°C hasta aproximadamente 600°C, desde aproximadamente 450°C hasta aproximadamente 550°C, desde aproximadamente 500°C hasta aproximadamente 6002C. Adicional o alternativamente, la temperatura puede ser de al menos aproximadamente 325°C, por ejemplo, al menos aproximadamente 350°C, al menos aproximadamente 400°C, al menos aproximadamente 425°C o al menos aproximadamente 440°C. Mas adicional o alternativamente, la temperatura puede ser de aproximadamente 575°C o menos, aproximadamente 550°C o menos, aproximadamente 500°C o menos, aproximadamente 475°C o menos, aproximadamente 460°C o menos, o aproximadamente 440°C o menos. Todavia mas adicional o alternativamente, la presion de la corriente de escape recirculada puede ser de al menos aproximadamente 10 bara (aproximadamente 1,0 MPaa), por ejemplo, al menos aproximadamente 15 bara (aproximadamente 1,5 MPaa), al menos aproximadamente 20 bara (aproximadamente 2,0 MPaa), al menos aproximadamente 25 bara (aproximadamente 2,5 MPaa) o al menos aproximadamente 30 bara (aproximadamente 3,0 MPaa). Aun mas adicional o alternativamente, la presion puede ser de aproximadamente 60 bara (6,0 MPaa) o menos, por ejemplo, aproximadamente 50 bara (aproximadamente 5,0 MPaa) o menos, aproximadamente 40 bara (aproximadamente 4,0 MPaa) o menos, aproximadamente 35 bara (aproximadamente 3,5 MPaa) o menos, aproximadamente 30 bara (aproximadamente 3,0 MPaa) o menos, aproximadamente 25 bara (aproximadamente 2,5 MPaa) o menos, o aproximadamente 22,5 bara (aproximadamente 2,25 MPaa) o menos. En algunos aspectos alternativos, pueden seleccionarse otras ubicaciones para extraer la parte de la corriente de escape recirculada, siempre que la parte extraida tenga valores de temperatura y presion similares.
La corriente de escape recirculada se introduce en el reactor de PSA a una temperatura de separacion y una presion de separacion tal como se definen en la reivindicación 1, que pueden corresponder a la temperatura y la presion de la corriente de recirculacion. Sin embargo, puede producirse alguna variacion en la temperatura y/o la presion de entre la extraccion de la parte de la corriente de escape recirculada del sistema de recirculacion y la introduccion de la corriente de escape recirculada en el reactor de PSA. Por ejemplo, la temperatura de separacion para la parte de la corriente de escape recirculada introducida en el reactor de PSA puede diferir de la temperatura en el sistema de recirculacion en aproximadamente 20°C o menos, por ejemplo, en aproximadamente 15°C o menos o en aproximadamente 10°C o menos. Se observa que, aunque tener la misma temperatura para la temperatura de separacion y la temperatura en la corriente de recirculacion (es decir, una diferencia de aproximadamente 0°C) se incluya en las diferencias enumeradas, en algunas realizaciones raras las diferencias de temperatura pueden excluir opcionalmente 0°C. Adicional o alternativamente, la presion de separacion para la parte de la corriente de escape recirculada introducida en el reactor de PSA puede diferir de la presion en el sistema de recirculacion en aproximadamente 5 bar (0,5 MPa) o menos, por ejemplo, aproximadamente 2 bara (0,2 MPa) o menos, aproximadamente 1 bara (aproximadamente 0,1 MPa) o menos, o aproximadamente 0,5 bar (aproximadamente 50 kPa) o menos.
Cuando la corriente de escape se introduce en el reactor de PSA, el N2 en la corriente de escape corresponde a un componente “ligero”, mientras que el CO2 corresponde a un componente “pesado”. Por tanto, el N2 puede pasar principalmente a traves del reactor, mientas que el CO2 puede adsorberse selectivamente en el reactor. La adsorcion de CO2 de la alimentacion puede dar como resultado una corriente de N2 de producto. La alimentacion puede hacerse pasar a traves del reactor de PSA hasta que se satisfacen uno o mas criterios predefinidos para cambiar la alimentacion a otro reactor de PSA o detener de otro modo el flujo de gas de alimentacion. Puede usarse cualquier criterio predefinido conveniente. Por ejemplo, la alimentacion puede hacerse pasar a traves del reactor durante un periodo de tiempo especificado. Adicional o alternativamente, la alimentacion puede hacerse pasar al reactor hasta que se detecta una cantidad de avance de CO2 en la corriente de N2 de producto. Mas adicional o alternativamente, la alimentacion puede hacerse pasar al reactor hasta que la cantidad de CO2 que ha entrado en el reactor es aproximadamente igual a un valor umbral de la capacidad adsorbente del reactor. En una situacion de este tipo, por ejemplo, la alimentacion puede hacerse pasar al reactor hasta que la cantidad de CO2 que ha entrado en el reactor es igual a al menos aproximadamente el 75% de la capacidad adsorbente del material adsorbente en el reactor, tal como al menos aproximadamente el 80%, al menos aproximadamente el 85% o al menos aproximadamente el 90%. Un ciclo de PSA tipico puede implicar introducir la alimentacion en el reactor durante de aproximadamente 30 segundos a aproximadamente 300 segundos, por ejemplo, durante de aproximadamente 60 segundos a aproximadamente 120 segundos.
La corriente de N2 de producto tiene una pureza de al menos el 90% en volumen, al menos aproximadamente el 92% en volumen, al menos aproximadamente el 93% en volumen, al menos aproximadamente el 94% en volumen, al menos aproximadamente el 95% en volumen, al menos aproximadamente el 96% en volumen, al menos aproximadamente el 97% en volumen o al menos aproximadamente el 98% en volumen. Tras la eliminacion opcional de agua, la corriente de N2 de producto puede tener una pureza de al menos aproximadamente el 90% en volumen, por ejemplo, al menos aproximadamente el 95% en volumen, al menos aproximadamente el 97% en volumen, al menos aproximadamente el 98% en volumen o al menos el 99% en volumen. La presion de la corriente de N2 can puede ser de al menos aproximadamente el 90%, por ejemplo, al menos aproximadamente el 95%, de la presion del escape recirculado usado como entrada al reactor de PSA. Adicionalmente, la presion de la corriente de N2 difiere de la presion de separacion en menos de aproximadamente 0,5 bar (aproximadamente 50 kPa), por ejemplo, menos de aproximadamente 0,3 bar (aproximadamente 30 kPa) o menos de aproximadamente 0,1 bar (aproximadamente 10 kPa). Mas adicionalmente, la temperatura de separacion para la parte de la corriente de escape recirculada introducida en el reactor de PSA puede diferir de la temperatura de la corriente de producto de N2 en aproximadamente 20°C o menos, por ejemplo, en aproximadamente 15°C o menos o en aproximadamente 10°C o menos. Se observa que, aunque tener la misma temperatura para la temperatura de separacion y la temperatura en la corriente de recirculacion (es decir, una diferencia de aproximadamente 0°C) este incluido en las diferencias enumeradas, en algunas realizaciones raras las diferencias de temperatura pueden excluir opcionalmente 0°C. Adicional o alternativamente, la temperatura de la corriente de producto de N2 puede ser al menos la temperatura del reactor de PSA (la temperatura de adsorcion) durante la parte de adsorcion del ciclo de separacion.
Tras detener la alimentacion, se reduce la presion en el reactor de PSA, por ejemplo, usando uno o mas procesos de reduccion por soplado. En un proceso de reduccion por soplado, uno o ambos lados de un reactor de PSA pueden abrirse para permitir que se libere presion en forma de una corriente de gas de reduccion por soplado. La corriente de gas de reduccion por soplado puede incluir generalmente una parte mayoritaria de N2 y tambien puede incluir normalmente algo de CO2. La cantidad de CO2 adsorbido liberado en el/los proceso(s) de reduccion por soplado puede dependerse de la naturaleza del adsorbente. En algunos reactores de PSA convencionales, la corriente de gas de reduccion por soplado puede escaparse del lado de entrada de alimentacion del reactor. Alternativamente, una o mas corrientes de gas de reduccion por soplado pueden escaparse del lado de producto del reactor. Por ejemplo, una opcion puede incluir tener un proceso de reduccion por soplado inicial que sale del lado de producto del reactor seguido de un segundo proceso de reduccion por soplado que permite que una corriente de gas salga de ambos lados del reactor. El/Los proceso(s) de reduccion por soplado puede(n) reducir la presion en el reactor hasta un valor de desde aproximadamente 0,9 bara (aproximadamente 90 kPaa) hasta aproximadamente 3,0 bara (aproximadamente 0,3 MPaa), por ejemplo, desde aproximadamente 1,0 bara (aproximadamente 0,1 MPaa) hasta aproximadamente 3,0 bara (aproximadamente 0,3 MPaa), desde aproximadamente 1,1 bara (aproximadamente 110 kPaa) hasta aproximadamente 3,0 bara (aproximadamente 0,3 MPaa), desde aproximadamente 1,3 bara (aproximadamente 130 kPaa) hasta aproximadamente 3,0 bara (aproximadamente 0,3 MPaa), desde aproximadamente 0,9 bara (aproximadamente 90 kPaa) hasta aproximadamente 2,6 bara (aproximadamente 260 kPaa), desde aproximadamente 1,0 bara (aproximadamente 0,1 MPaa) hasta aproximadamente 2,6 bara (aproximadamente 260 kPaa), desde aproximadamente 1,1 bara (aproximadamente 110 kPaa) hasta aproximadamente 2,6 bara (aproximadamente 260 kPaa), desde aproximadamente 1,3 bara (aproximadamente 130 kPaa) hasta aproximadamente 2,6 bara (aproximadamente 260 kPaa), desde aproximadamente 0,9 bara (aproximadamente 90 kPaa) hasta aproximadamente 2,0 bara (aproximadamente 0,2 MPaa), desde aproximadamente 1,0 bara (aproximadamente 0,1 MPaa) hasta aproximadamente 2,0 bara (aproximadamente 0,2 MPaa), desde aproximadamente 1,1 bara (aproximadamente 110 kPaa) hasta aproximadamente 2,0 bara (aproximadamente 0,2 MPaa) o desde aproximadamente 1,3 bara (aproximadamente 130 kPaa) hasta aproximadamente 2,0 bara (aproximadamente 0,2 MPaa). En muchas realizaciones, mantener una presion por encima de la presion atmosferica en el reactor puede ayudar con la retencion del adsorbente de CO2 hasta una etapa de purga posterior cuando se desea una desorcion. En algunas realizaciones, la duracion de tiempo para los procesos de reduccion por soplado puede ser de desde aproximadamente 30 segundos hasta aproximadamente 120 segundos.
En algunos aspectos, el uso de multiples etapas de reduccion por soplado puede ser deseable para crear corrientes de reduccion por soplado que son mas faciles de procesar posteriormente. Por ejemplo, durante la adsorcion de CO2 a partir de un gas de escape, normalmente puede desarrollarse un perfil en el reactor, con un contenido mayor de CO2 no adsorbido cerca del extremo trasero (de entrada) del reactor y un contenido menor de CO2 cerca del extremo de salida (frontal) del reactor. Basandose en este perfil, una reduccion por soplado parcial desde solo el extremo de salida (frontal) del reactor puede usarse para producir una salida de reduccion por soplado con un contenido en CO2 bajo. Esta etapa de reduccion por soplado inicial puede dar como resultado que el contenido en CO2 mayor cerca del extremo trasero (de entrada) del reactor este distribuido mas uniformemente por todo el reactor. Cuando esto ocurre, entonces puede ser mas eficaz permitir que corrientes de salida de reduccion por soplado salgan de ambos extremos del reactor hasta que pueda conseguirse la presion inferior deseada.
Preferiblemente, no se introduce un gas tampon en el reactor durante el tiempo entre la detencion del flujo de gas de escape y el inicio de la(s) etapa(s) de proceso de reduccion por soplado. Puede preferirse adicional o alternativamente que la(s) etapa(s) de proceso de reduccion por soplado pueda(n) realizarse sin introducir un gas adicional en el reactor. Evitar el uso de gases tampon y/o gases adicionales en las etapas de reduccion por soplado puede ser deseable, porque la introduccion de tales gases tras detener el flujo de gas de escape puede dar normalmente como resultado una perdida adicional de valor para dar una corriente de valor bajo. Por ejemplo, los flujos de salida generados por la(s) etapa(s) de reduccion por soplado son, por definicion, flujos de salida de menor presion en relacion con el flujo de N2 de producto generado durante la separacion del gas de escape. Por tanto, el N2 en la salida de reduccion por soplado ha perdido normalmente mucho de su valor desde un punto de vista de la generacion de energía electrica. Antes de su uso adicional, es probable que sea necesario volver a comprimir el N2 en el flujo de salida de reduccion por soplado. Anadir N2 adicional tras detener el flujo de gas de escape puede aumentar normalmente solo la cantidad de N2 en este flujo de salida de valor bajo. El flujo de salida de reduccion por soplado puede preferiblemente ser relativamente bajo en CO2 , ya que generalmente puede ser deseable retener tanto CO2 como sea posible hasta el inicio de la(s) etapa(s) de purga posterior(es). Cualquier CO2 que sale del reactor de PSA como parte de una corriente de reduccion por soplado representa CO2 adicional en una corriente distinta de la corriente de producto de CO2 deseada. Entonces puede ser necesario manipular por separado este CO2 adicional, que puede estar normalmente en una concentracion baja, si se desea conseguir una cantidad de captura y recuperació dne carbono tan alta como sea posible. Por tanto, anadir CO2 adicional en este caso tampoco es deseable normalmente. Finalmente, anadir un tercer gas diferente de CO2, N2 o H2O puede no ser deseable, ya que la introduccion de un gas de este tipo puede dar como resultado probablemente otro componente que requiere separacion.
Tras el/los proceso(s) de reduccion por soplado, la purga de vapor se usa para eliminar el CO2 adsorbido del reactor. Una opcion puede incluir usar una purga de vapor a una presion de desde aproximadamente 1,0 bara (aproximadamente 0,1 MPaa) hasta aproximadamente 3,0 bara (aproximadamente 0,3 MPaa), por ejemplo, desde aproximadamente 1,1 bara (aproximadamente 110 kPaa) hasta aproximadamente 3,0 bara (aproximadamente 0,3 MPaa), desde aproximadamente 1,3 bara (aproximadamente 130 kPaa) hasta aproximadamente 3,0 bara (aproximadamente 0,3 MPaa), desde aproximadamente 1,0 bara (aproximadamente 0,1 MPaa) hasta aproximadamente 2,6 bara (aproximadamente 260 kPaa), desde aproximadamente 1,1 bara (aproximadamente 110 kPaa) hasta aproximadamente 2,6 bara (aproximadamente 260 kPaa), desde aproximadamente 1,3 bara (aproximadamente 130 kPaa) hasta aproximadamente 2,6 bara (aproximadamente 260 kPaa), desde aproximadamente 1,0 bara (aproximadamente 0,1 MPaa) hasta aproximadamente 2,0 bara (aproximadamente 0,2 MPaa), desde aproximadamente 1,1 bara (aproximadamente 110 kPaa) hasta aproximadamente 2,0 bara (aproximadamente 0,2 MPaa) o desde aproximadamente 1,3 bara (aproximadamente 130 kPaa) hasta aproximadamente 2,0 bara (aproximadamente 0,2 MPaa), para ayudar en la desorcion del CO2.
La purga de vapor puede dar como resultado una corriente de salida de CO2 de producto que tambien puede incluir H2O y una cantidad menor de N2. En algunas realizaciones, la purga de vapor puede durar de aproximadamente 25 segundos a aproximadamente 60 segundos. Tras la eliminacion de agua, la corriente de CO2 de producto puede tener una pureza de al menos aproximadamente el 60%, por ejemplo, al menos aproximadamente el 65%, al menos aproximadamente el 70%, al menos aproximadamente el 75%, al menos aproximadamente el 80%, al menos aproximadamente el 85% en volumen, al menos aproximadamente el 90% en volumen, al menos aproximadamente el 92% en volumen, al menos aproximadamente el 94% en volumen, al menos aproximadamente el 95% en volumen, al menos aproximadamente el 96%, al menos aproximadamente el 97%, al menos aproximadamente el 98%, al menos aproximadamente el 99%, al menos aproximadamente el 99,3% o al menos aproximadamente el 99,5%. Adicional o alternativamente, la cantidad de CO2 recuperado puede corresponder a al menos aproximadamente el 80% en volumen, por ejemplo, al menos aproximadamente el 85% en volumen, al menos aproximadamente el 90% en volumen, al menos aproximadamente el 92% en volumen, al menos aproximadamente el 94% en volumen, al menos aproximadamente el 95% en volumen, al menos aproximadamente el 96%, al menos aproximadamente el 97%, al menos aproximadamente el 98%, al menos aproximadamente el 99%, al menos aproximadamente el 99,3% o al menos aproximadamente el 99,5%.
La cantidad de vapor usado en la purga de vapor corresponde a 1,0 moles de agua o menos por mol de CO2 en la alimentacion, por ejemplo, aproximadamente 0,9 moles de agua o menos por mol de CO2 en la alimentacion, aproximadamente 0,75 moles de agua o menos por mol de CO2 en la alimentacion, aproximadamente 0,6 moles de agua o menos por mol de CO2 en la alimentacion, aproximadamente 0,5 moles de agua o menos por mol de CO2 en la alimentacion, o aproximadamente 0,4 moles de agua o menos por mol de CO2 en la alimentacion. Usar menos vapor en la purga puede ser beneficioso, porque la cantidad de vapor usado puede corresponder normalmente a la cantidad de energía usada para la recuperación de CO2. Se observa que la alimentacion puede contener normalmente al menos el 75% en moles, de N2. Por tanto, una comparacion del numero de moles de agua por moles totales de gas (incluyendo tanto N2 como CO2) en la alimentacion puede producir valores todavia menores, por ejemplo, aproximadamente 0,5 moles de agua o menos por mol de gas en la alimentacion, aproximadamente 0,4 moles de agua o menos por mol de gas en la alimentacion, aproximadamente 0,3 moles de agua o menos por mol de gas en la alimentacion, aproximadamente 0,25 moles de agua o menos por mol de gas en la alimentacion, aproximadamente 0,2 moles de agua o menos por mol de gas en la alimentacion, aproximadamente 0,15 moles de agua o menos por mol de gas en la alimentacion, o aproximadamente 0,1 moles de agua o menos por mol de gas en la alimentacion. En tales realizaciones, en las que hay una cantidad distinta de cero de vapor usado en la purga de vapor, la razon molar de vapor puede ser de al menos aproximadamente 0,05 moles de agua o menos por mol de CO2 en la alimentacion (por ejemplo, al menos aproximadamente 0,1 moles de agua o menos por mol de CO2 en la alimentacion, al menos aproximadamente 0,2 moles de agua o menos por mol de CO2 en la alimentacion, o al menos aproximadamente 0,3 moles de agua o menos por mol de CO2 en la alimentacion) y/o puede ser de al menos aproximadamente 0,01 moles de agua o menos por mol de gas en la alimentacion (por ejemplo, al menos aproximadamente 0,02 moles de agua o menos por mol de gas en la alimentacion, al menos aproximadamente 0,05 moles de agua o menos por mol de gas en la alimentacion, o al menos aproximadamente 0,1 moles de agua o menos por mol de gas en la alimentacion).
Tras la purga de vapor, puede usarse opcionalmente una segunda purga de nitrogeno para eliminar agua y cualquier CO2 restante del reactor. Si no se usa la segunda purga, la corriente de salida de N2 en el siguiente ciclo puede tener un contenido en agua mayor, pero de otro modo no se cree que el agua adicional afecte significativamente al proceso de separacion. Cuando se usa una segunda purga de nitrogeno, puede realizarse durante de aproximadamente 10 segundos a aproximadamente 45 segundos. Tras la purga de vapor y la segunda purga de nitrogeno opcional, el reactor puede volver a presurizarse entonces para iniciar el siguiente ciclo de separacion. La nueva presurizacion puede realizarse usando la alimentacion de entrada (el gas de escape recirculado). Alternativa pero preferiblemente, una segunda purga, tal como una segunda purga de nitrogeno, puede no realizarse, ya que una segunda purga de este tipo puede representar un flujo de gas tampon entre el final de una etapa de purga y el inicio del siguiente ciclo de introduccion de gas de escape para la separacion de N2 y CO2. Por los motivos indicados anteriormente, etapas de gas tampon adicionales puede ser normalmente indeseables, ya que tales etapas de tampon pueden tender a dar como resultado un volumen adicional para corrientes de gas de valor bajo.
Una manera adicional/alternativa de caracteriza el deseo de reducir/minimizar el uso de gases tampon puede ser caracterizando los flujos de entrada de gas totales en el reactor de PSA durante un ciclo de proceso. En el proceso descrito anteriormente, un ciclo completo del proceso puede corresponder a hacer pasar un flujo de gas inicial al reactor para su separacion, adsorber CO2 del flujo de gas de entrada, recuperar una corriente de producto de N2 , reducir por soplado la presion en el reactor y purgar el reactor con vapor, incluyendo opcionalmente una segunda corriente de purga. Si solo se usa una purga de vapor, los flujos de gas de entrada primarios al reactor de PSA durante un ciclo de proceso pueden incluir el flujo de gas de entrada de gas de escape recirculado y la purga de vapor. Preferiblemente, setos flujos de entrada primarios corresponden a al menos el 95% en volumen, al menos aproximadamente el 98% en volumen o al menos aproximadamente el 99% en volumen. Si se usa una segunda purga de N2 u otro segundo gas de purga, entonces los flujos de gas de entrada primarios en el reactor de PSA durante un ciclo de proceso pueden incluir el flujo de gas de entrada de gas de escape recirculado, la purga de vapor y la segunda purga. Preferiblemente, en una realización de este tipo, estos flujos de entrada primarios corresponden a al menos el 95% en volumen, al menos aproximadamente el 98% en volumen o al menos aproximadamente el 99% en volumen.
La Fig. 2 muestra esquematicamente un ejemplo de los flujos de gas al inferior y fuera de una unidad de adsorcion por oscilacion de presion adecuada para su uso en la separacion de un gas de escape que contiene CO2 y N2. En la Fig. 2, un reactor de adsorcion por oscilacion de presion 210 puede recibir una alimentacion 205 que contiene CO2 y N2 para su separacion desde un lado primero o trasero del reactor. Puede surgir una corriente de producto de N2202 de un lado segundo o delantero del reactor. Tras un periodo de tiempo, tal como tras el avance del CO2 , puede detenerse la alimentacion a la PSA. Entonces pueden realizarse uno o mas procesos de reduccion por soplado para reducir la presion en el reactor. En la Fig. 2, se muestra una salida de reduccion por soplado hacia delante 222. Opcionalmente, o bien una reduccion por soplado hacia atras o bien tanto una reduccion por soplado hacia atras y una hacia delante puede usarse en lugar de una reduccion por soplado hacia delante 222. Una corriente de purga tal como una purga de vapor 215 puede introducirse entonces en el lado delantero del reactor. La corriente de purga puede ayudar en la desorcion de CO2 a partir del adsorbente para producir la corriente de producto de CO2212.
Aunque no se dibuje especificamente en ninguna de las Figuras en el presente documento, la salida de CO2 purificado del proceso de PSA puede usarse en aplicaciones para recuperar petroleo, gas o hidrocarburos asociados de depositos superficiales y/o subterraneos (por ejemplo, yacimientos de petroleo/gas natural de perforacion convencionales, yacimientos/pozos no convencionales, depositos de petroleo de esquisto, depositos de gas de esquisto, arenas de gas compacto, depositos de gas inmovilizado, depositos de fracturacion hidraulica y similares). En muchas de estas realizaciones, pueden ser deseables purezas de CO2 relativamente altas, por ejemplo, para aumentar la eficacia y reducir los costes asociados con la compresion de impurezas. No obstante, en ciertas de estas realizaciones, al menos alguna parte de la recuperació dne petroleo/gas/hidrocarburo potenciada puede utilizar eficazmente purezas de CO2 menores (por ejemplo, desde aproximadamente el 60% hasta aproximadamente el 85% o desde aproximadamente el 60% hasta aproximadamente el 80%), y particularmente puede ofrecer un beneficio distinto de los meto sdeogsún la invencion que permiten flexibilidad (aumentada) en la pureza de la corriente de CO2 (por ejemplo, una inundacion escalonada, en la que se usa una secuencia de diferentes purezas). Tal control de pureza flexible puede alinearse con un deposito/yacimiento particular que puede envejecer con el tiempo y/o con la calidad de un deposito particular.
Procesos de absorbedor por oscilacion - configuracion del reactor
Pueden disponerse lechos de adsorbente de cualquiera manera conveniente para proporcionar una trayectoria de flujo para gas, incluyendo direcciones de flujo axial y/o radial. Los recipientes que contienen el lecho de adsorbente pueden estar orientados con respecto a la direccion de flujo de cualquiera manera conveniente. Una orientacion tipica para un reactor de PSA puede ser tener un reactor en el que la direccion de flujo esta alineada con el eje largo o primario del reactor. Un ejemplo de este incluye tener reactores de PSA en forma de cilindros verticales, en los que el flujo de gas de entrada entra en el cilindro a traves de la superficie superior o inferior. Aunque esto puede representar una configuracion convencional para un reactor de PSA en relacion con la direccion de flujo de gas, aumentar a escala un proceso para manejar volumenes de flujo grandes puede suponer dificultades. Por ejemplo, una razon de longitud con respecto a diametro tipica para un reactor de PSA puede ser de aproximadamente 3 a 1, tal como un reactor con una longitud de aproximadamente 10 metros y un diametro de aproximadamente 3 metros. Aumentar el tamano de un reactor de este tipo puede dar generalmente como resultado una caida de presion creciente a traves del reactor, lo cual normalmente no es deseable. Por tanto, con el fin de aumentar a escala reactores de PSA de flujo axial para manejar flujos de gas grandes, normalmente pueden usarse multiples reactores.
Adicional o alternativamente, puede usarse un reactor de PSA en el que el eje largo o primario del reactor puede ser perpendicular a la direccion de flujo de gas. Por ejemplo, un reactor de PSA puede incluir placas paralelas de adsorbente, siendo el eje largo de las placas paralelas perpendicular a la direccion de flujo de gas. Esto puede permitir colocar un volumen mucho mayor de adsorbente para capturar CO2 en un unico reactor con una orientacion de flujo axial, al tiempo que se reduce la distancia que el flujo de gas tiene que desplazarse a traves del reactor. Como resultado, este tipo de configuracion puede reducir la caida de presion a traves de un reactor de PSA, al tiempo que todavia maneja volumenes grandes de flujo de gas de entrada. Esto puede reducir el numero de reactores independientes requeridos para manejar un flujo grande.
Como ejemplo, un reactor de PSA orientado horizontalmente puede tener placas paralelas de adsorbente de forma aproximadamente rectangular, por ejemplo, con un eje largo de aproximadamente 30 metros y un eje corto de aproximadamente 4 metros. En la configuracion horizontal, el gas de entrada puede introducirse en un flujo a traves del eje corto. Esto puede llevarse a cabo introduciendo el gas de entrada en diversas ubicaciones a lo largo de un lado del reactor correspondiente al eje largo. Entonces pueden usarse distribuidores de flujo dentro del reactor de PSA de modo que el gas de entrada pueda distribuirse a lo largo de toda la longitud del eje largo. Para tasas de flujo de gas grandes, la caida de presion por distribuir la alimentacion a traves del eje largo de un reactor de PSA puede ser menor que intentar forzar una tasa de flujo de gas tan grande a traves de una pluralidad de reactores de PSA de flujo axial convencionales.
Procesos de absorbedor por oscilacion - materiales adsorbentes
En diversos aspectos, puede realizarse un proceso de adsorcion por oscilacion para separar N2 de CO2 a una temperatura y presion beneficiosas para otros aspectos del proceso de generacion de energía electrica combinado. Por ejemplo, el gas de escape recirculado puede tener una temperatura de desde 400°C hasta 500°C, desde aproximadamente 425°C hasta aproximadamente 500°C, desde aproximadamente 425°C hasta 460°C; adicionalmente la presion puede ser de desde 10 bara (1,0 MPaa) hasta 30 bara (30. MPaa).
Tal como se observo anteriormente, un proposito del proceso de separacion puede ser realizar la separacion en condiciones compatibles con el proceso de generacion de energía electrica. Por tanto, puede ser deseable realizar la separacion a aproximadamente la temperatura y la presion del gas de escape recirculado. Con el fin de llevar a cabo una separacion en las condiciones del gas de escape recirculado, el material adsorbente en el reactor absorbedor por oscilacion de presion debe ser generalmente eficaz en tales condiciones.
El adsorbente incluye una mezcla de un carbonato de metal alcalino y un óxido de metal alcalinoterreo y/o un óxido de metal de transicion. Los ejemplos de carbonatos de metal alcalino adecuados pueden incluir, pero no se limitan a, un carbonato de litio, sodio, potasio, rubidio, cesio, o una combinacion de los mismos, por ejemplo, un carbonato de litio, sodio, potasio o una combinacion de los mismos. Los ejemplos de óxidos de metal alcalinoterreo adecuados pueden incluir, pero no se limitan a, óxidos de magnesio, calcio, estroncio, bario o una combinacion de los mismos, por ejemplo, óxidos de magnesio y/o calcio. Algunos ejemplos de óxidos de metal de transicion adecuados pueden incluir, pero no se limitan a, óxidos de metales de las series de lantanidos, tal como lantano, y/o de metales de transicion que pueden formar óxidos con el metal en un estado de oxidacion 2 o 3 (tal como itrio, hierro, cinc, niquel, vanadio, circonio, cobalto o una combinacion de los mismos).
En algunos aspectos, el carbonato puede seleccionarse independientemente del óxido en el óxido de metal mixto. En tales aspectos, el carbonato puede incluir, consistir esencialmente en o ser carbonato de litio, carbonato de sodio, carbonato de potasio, carbonato de rubidio y/o carbonato de cesio (por ejemplo, carbonato de litio, carbonato de sodio y/o carbonato de potasio; carbonato de litio y/o carbonato de potasio; carbonato de litio y/o carbonato de sodio; o carbonato de sodio y/o carbonato de potasio).
En aspectos en los que el carbonato se selecciona independientemente del óxido, el óxido puede ser un óxido alcalinoterreo, un óxido de metal de transicion, una combinacion de dos o mas óxidos alcalinoterreos, una combinacion de dos o mas óxidos de metal de transicion, o una combinacion de óxidos incluyendo al menos un óxido alcalinoterreo y al menos un óxido de metal de transicion. En aspectos en los que el óxido seleccionado independientemente incluye uno o mas óxidos alcalinoterreos, un óxido alcalinoterreo adecuado puede incluir, consistir esencialmente en o ser óxido de magnesio, óxido de calcio, óxido de estroncio y/u óxido de bario, por ejemplo, incluyendo al menos óxido de magnesio y/u óxido de calcio.
En aspectos en los que el óxido seleccionado independientemente incluye uno o mas óxidos de metal de transicion, los metales de transicion adecuados pueden incluir, consistir esencialmente en o ser uno o mas metales de transicion que pueden formar óxidos con el metal en un estado de oxidacion 2 o 3 (por ejemplo, óxido de itrio, óxido de hierro, óxido de cinc, óxido de niquel, óxido de vanadio, óxido de cobalto, óxido de circonio, óxido de lantano, otros óxidos de metales lantanidos y/o una combinacion de los mismos). Una opcion preferida incluye un óxido de metal de transicion seleccionado de óxido de lantano y/u óxido de circonio. Otra opcion incluye un óxido de metal seleccionado de óxido de lantano, óxido de itrio, óxido de circonio y/u óxido de cinc. Aun otra opcion incluye un óxido de metal seleccionado de óxido de niquel, óxido de cobalto y/u óxido de hierro. Tambien se contemplan mezclas dentro de cada una de estas opciones y/o entre opciones, tal como mezclas de óxido de lantano con óxido de cinc y/u óxido de vanadio; mezclas de óxido de lantano con óxido de hierro, óxido de cobalto y/u óxido de niquel; mezclas de óxido de circonio con óxido de itrio, óxido de cinc y/u óxido de vanadio; y mezclas de óxido de circonio con óxido de hierro, óxido de cobalto y/u óxido de niquel.
En aspectos en los que el óxido seleccionado independientemente incluye uno o mas óxidos de metal alcalino y uno o mas óxidos de metal de transicion, los óxidos de metal alcalino adecuados pueden incluir, consistir esencialmente en o ser óxido de magnesio, óxido de calcio, óxido de estroncio y/u óxido de bario, mientras que los metales de transicion adecuados pueden incluir, consistir esencialmente en o ser metales de transicion que pueden formar óxidos con el metal en un estado de oxidacion 2 o 3, tal como óxido de itrio, óxido de hierro, óxido de cinc, óxido de niquel, óxido de vanadio, óxido de cobalto, óxido de circonio, óxido de lantano y/u otros óxidos de lantanidos. Cada uno de estos óxidos de metal alcalino y óxidos de metal de transicion pueden seleccionarse independientemente de manera individual o en cualquier combinacion de multiples óxidos de metal de transicion. Los ejemplos de mezclas pueden incluir, consistir esencialmente en o ser una mezcla de óxidos, en los que al menos un oxide es óxido de lantano, óxido de circonio y/u óxido de magnesio; una mezcla de óxidos, incluyendo la mezcla al menos dos de óxido de lantano, óxido de circonio y óxido de magnesio; una mezcla de óxidos en los que un óxido es óxido de magnesio y/u óxido de calcio; y/o una mezcla de óxidos en los que al menos un óxido es óxido de lantano, óxido de itrio y/u óxido de circonio.
En algunos aspectos alternativos, un óxido de metal mixto puede incluir un carbonato alcalinoterreo en combinacion con un óxido de metal de transicion. En tales aspectos, el carbonato alcalinoterreo puede incluir, consistir esencialmente en o ser carbonato de magnesio y/o carbonato de calcio. Adicional o alternativamente, el carbonato alcalinoterreo puede estar presente en una mezcla con un carbonato de metal alcalino. Los ejemplos de tales mezclas de carbonatos pueden incluir, consistir esencialmente en o ser mezclas de carbonato de litio con carbonato de magnesio, carbonato de litio con carbonato de calcio, carbonato de potasio con carbonato de magnesio, carbonato de potasio con carbonato de calcio, carbonato de sodio con carbonato de magnesio, y carbonato de sodio con carbonato de calcio (por ejemplo, carbonato de litio con carbonato de magnesio o carbonato de potasio con carbonato de magnesio). En tales aspectos, los metales de transicion adecuados pueden incluir, consistir esencialmente en o ser metales de transicion que pueden formar óxidos con el metal en un estado de oxidacion 2 o 3, tal como óxido de itrio, óxido de hierro, óxido de cinc, óxido de niquel, óxido de vanadio, óxido de cobalto, óxido de circonio, óxido de lantano, otros óxidos de lantanidos y/o una combinacion de los mismos. Cada uno de estos carbonatos alcalinoterreos y óxidos de metal de transicion pueden seleccionarse independientemente de manera individual o en cualquier combinacion de multiples carbonatos alcalinoterreos y/o multiples óxidos de metal de transicion. Para el óxido de metal de transicion, una opcion preferida puede incluir un óxido de metal de transicion seleccionado de óxido de lantano u óxido de circonio. Otra opcion puede incluir un óxido de metal seleccionado de óxido de lantano, óxido de itrio, óxido de circonio y/u óxido de cinc. Aun otra opcion puede incluir un óxido de metal seleccionado de óxido de niquel, óxido de cobalto y/u óxido de hierro. Tambien se contemplan mezclas dentro de cada una de estas opciones y/o entre opciones, tal como mezclas de óxidos en los que al menos un óxido es óxido de lantano y/u óxido de circonio; mezclas de óxido de lantano con óxido de cinc y/u óxido de vanadio; mezclas de óxido de lantano con óxido de hierro, óxido de cobalto y/u óxido de niquel; mezclas de óxido de circonio con óxido de itrio, óxido de cinc y/u óxido de vanadio; y/o mezclas de óxido de circonio con óxido de hierro, óxido de cobalto y/u óxido de niquel.
Los materiales adicionales pueden incluir hidrotalcitas.
Otras realizaciones
Siempre que se encuentre dentro de lo definido mediante las reivindicaciones, la presente invencion puede incluir una o mas de las siguientes realizaciones y ejemplos.
Realizacion 1. Un metodo para generar energía electrica, que comprende: comprimir un gas de escape recirculado en un compresor principal para generar un gas de escape de recirculacion comprimido, teniendo el gas de escape de recirculacion comprimido una temperatura de recirculacion de desde aproximadamente 400°C hasta aproximadamente 500°C y una presion de recirculacion de desde aproximadamente 10 bara (aproximadamente 1,0 MPaa) hasta aproximadamente 30 bara (aproximadamente 3,0 MPaa), comprendiendo el gas de escape recirculado al menos aproximadamente el 70% en volumen de N2 y al menos aproximadamente el 10% en volumen de CO2 ; comprimir aire enriquecido en un compresor de entrada para generar un oxidante comprimido; hacer pasar una primera parte del gas de escape de recirculacion comprimido a una camara de combustion; someter a combustion estequiometrica el oxidante comprimido y un combustible en una camara de combustion y en presencia de la primera parte del gas de escape de recirculacion comprimido, generando de ese modo una corriente de descarga, actuando la primera parte del gas de escape de recirculacion comprimido como diluyente configurado para moderar la temperatura de la corriente de descarga; expandir la corriente de descarga en un expansor para al menos parcialmente impulsar el compresor principal y generar el gas de escape recirculado; hacer pasar una segunda parte del gas de escape recirculado a un reactor de adsorcion por oscilacion que comprende un material adsorbente; adsorber CO2 sobre el material adsorbente a una temperatura de adsorcion que difiere de la temperatura de recirculacion en menos de aproximadamente 20°C y a una presion de adsorcion que difiere de la presion de recirculacion en menos de aproximadamente 1 bar (aproximadamente 0,1 MPa); recuperar una corriente de N2 con una pureza de al menos aproximadamente el 95% en volumen desde un extremo delantero del reactor, teniendo la corriente de N2 recuperada una presion que difiere de la presion de separacion en menos de aproximadamente 0,5 bar (aproximadamente 50 kPa); reducir la presion en el reactor de adsorcion por oscilacion hasta una presion de desde aproximadamente 1,0 bara (aproximadamente 0,1 MPaa) hasta aproximadamente 3,0 bara (aproximadamente 0,3 MPaa) emitiendo una corriente de reduccion por soplado desde al menos un extremo del reactor; y purgar el reactor de adsorcion por oscilacion con una purga de vapor a una presion de desde aproximadamente 1,0 bara (aproximadamente 0,1 MPaa) hasta aproximadamente 3,0 bara (aproximadamente 0,3 MPaa) para generar una corriente de recuperació dne CO2, comprendiendo la corriente de recuperació dne CO2 al menos aproximadamente el 90% del CO2 presente en la segunda parte del gas de escape recirculado, conteniendo la purga de vapor menos de aproximadamente 1,5 moles (por ejemplo, menos de aproximadamente 1,0 moles o menos de aproximadamente 0,8 moles) de H2O por mol de CO2 en la segunda parte del gas de escape recirculado.
Realizacion 2. Un metodo para generar energía electrica, que comprende: comprimir un gas de escape recirculado en un compresor principal para generar un gas de escape de recirculacion comprimido, teniendo el gas de escape de recirculacion comprimido una temperatura de recirculacion de desde aproximadamente 400°C hasta aproximadamente 500°C y una presion de recirculacion de desde aproximadamente 10 bara (aproximadamente 1,0 MPaa) hasta aproximadamente 30 bara (aproximadamente 3,0 MPaa), comprendiendo el gas de escape recirculado al menos aproximadamente el 70% en volumen de N2 y al menos aproximadamente el 10% en volumen de CO2 ; comprimir aire enriquecido en un compresor de entrada para generar un oxidante comprimido; hacer pasar una primera parte del gas de escape de recirculacion comprimido a una camara de combustion; someter a combustion estequiometrica el oxidante comprimido y un combustible en una camara de combustion y en presencia de la primera parte del gas de escape de recirculacion comprimido, generando de ese modo una corriente de descarga, actuando la primera parte del gas de escape de recirculacion comprimido como diluyente configurado para moderar la temperatura de la corriente de descarga; expandir la corriente de descarga en un expansor para al menos parcialmente impulsar el compresor principal y generar el gas de escape recirculado; hacer pasar una segunda parte del gas de escape recirculado a un reactor de adsorcion por oscilacion que comprende un material adsorbente; adsorber CO2 sobre el material adsorbente a una temperatura de adsorcion que difiere de la temperatura de recirculacion en menos de aproximadamente 20°C y a una presion de adsorcion que difiere de la presion de recirculacion en menos de aproximadamente 1 bar (aproximadamente 0,1 MPa); recuperar una corriente de N2 con una pureza de al menos aproximadamente el 95% en volumen desde un extremo delantero del reactor, teniendo la corriente de N2 recuperada una presion que difiere de la presion de separacion en menos de aproximadamente 0,5 bar (aproximadamente 50 kPa); opcionalmente reducir la presion en el reactor de adsorcion por oscilacion hasta una presion de al menos 3,0 bara (0,3 MPaa) emitiendo una corriente de reduccion por soplado desde al menos un extremo del reactor; y purgar el reactor de adsorcion por oscilacion con una purga que no contiene agua/vapor anadido intencionadamente a una presion de desde 3,0 bara (0,3 MPaa) hasta aproximadamente 20,0 bara (aproximadamente 2,0 MPaa) para generar una corriente de recuperació dne CO2, comprendiendo la corriente de recuperació dne CO2 al menos aproximadamente el 90% del CO2 presente en la segunda parte del gas de escape recirculado.
Realizacion 3. El metodo de la realización 1 o la realización 2, en el que el oxidante comprimido tiene una concentracion de oxigeno de entre aproximadamente el 30% en volumen y aproximadamente el 50% en volumen, y opcionalmente tambien en el que generar el oxidante comprimido comprende ademas mezclar el aire enriquecido con aire atmosferico.
Realizacion 4. Un metodo para la produccion de N2 y CO2 a partir de una corriente de escape de reactor, que comprende: hacer pasar una corriente de escape de reactor que comprende al menos aproximadamente el 70% en volumen de N2 y al menos aproximadamente el 10% en volumen de CO2 a un reactor de adsorcion por oscilacion que comprende un material adsorbente, teniendo la corriente de escape de reactor una presion de entre aproximadamente 10 bara (aproximadamente 1,0 MPaa) y aproximadamente 30 bara (aproximadamente 3,0 MPaa); adsorber CO2 sobre el material adsorbente a una temperatura de adsorcion de al menos 400°C; recuperar una corriente de N2 con una pureza de al menos aproximadamente el 95% en volumen desde un extremo delantero del reactor, teniendo la corriente de N2 recuperada una presion que difiere de la presion de la corriente de escape de reactor en aproximadamente 0,5 bar (aproximadamente 50 kPa) o menos; reducir la presion en el reactor de adsorcion por oscilacion hasta una presion de desde aproximadamente 1,0 bara (aproximadamente 0,1 MPaa) hasta aproximadamente 3,0 bara (aproximadamente 0,3 MPaa) emitiendo una corriente de reduccion por soplado desde al menos un extremo del reactor; y purgar el reactor de adsorcion por oscilacion con una purga de vapor a una presion de desde aproximadamente 1,0 bara (aproximadamente 0,1 MPaa) hasta aproximadamente 3,0 bara (aproximadamente 0,3 MPaa) para generar una corriente de recuperació dne CO2, comprendiendo la corriente de recuperació dne CO2 al menos aproximadamente el 90% del CO2 presente en la corriente de escape de reactor, conteniendo la purga de vapor menos de aproximadamente 1,5 moles (por ejemplo, menos de aproximadamente 1,0 moles o menos de aproximadamente 0,8 moles) de H2O por mol de CO2 en la corriente de escape de reactor.
Realizacion 5. Un metodo para la produccion de N2 y CO2 a partir de una corriente de escape de reactor, que comprende: hacer pasar una corriente de escape de reactor que comprende al menos aproximadamente el 70% en volumen de N2 y al menos aproximadamente el 10% en volumen de CO2 a un reactor de adsorcion por oscilacion que comprende un material adsorbente, teniendo la corriente de escape de reactor una presion de entre aproximadamente 10 bara (aproximadamente 1,0 MPaa) y aproximadamente 30 bara (aproximadamente 3,0 MPaa); adsorber CO2 sobre el material adsorbente a una temperatura de adsorcion de al menos 400°C; recuperar una corriente de N2 con una pureza de al menos aproximadamente el 95% en volumen desde un extremo delantero del reactor, teniendo la corriente de N2 recuperada una presion que difiere de la presion de la corriente de escape de reactor en aproximadamente 0,5 bar (aproximadamente 50 kPa) o menos; opcionalmente reducir la presion en el reactor de adsorcion por oscilacion hasta una presion de al menos 3,0 bara (0,3 MPaa) emitiendo una corriente de reduccion por soplado desde al menos un extremo del reactor; y purgar el reactor de adsorcion por oscilacion con una purga que no contiene agua/vapor anadido intencionadamente a una presion de desde 3,0 bara (0,3 MPaa) hasta aproximadamente 20,0 bara (aproximadamente 2,0 MPaa) para generar una corriente de recuperació dne CO2, comprendiendo la corriente de recuperació dne CO2 al menos aproximadamente el 90% del CO2 presente en la segunda parte del gas de escape recirculado.
Realizacion 6. Un metodo una se cugúanlquiera de las reivindicaciones anteriores, que comprende ademas hacer pasar una segunda corriente de purga a traves del reactor de adsorcion por oscilacion para generar una segunda corriente de recuperació dne CO2 , teniendo la segunda corriente de purga una composicion diferente a la de la purga de vapor.
Realizacion 7. Un metodo una s ceugaúlqnuiera de las reivindicaciones anteriores, en el que hacer pasar, adsorber, recuperar, reducir y purgar comprenden un ciclo de adsorcion por oscilacion de presion, comprendiendo la segunda parte del gas de escape recirculado, la purga de vapor y la segunda corriente de purga, cuando esta presente, al menos aproximadamente el 95% en volumen de gases introducidos en el reactor de adsorcion por oscilacion durante el ciclo de adsorcion por oscilacion de presion.
Realizacion 8. Un metodo una s ceugaúlqnuiera de las reivindicaciones anteriores, que comprende ademas separar la corriente de recuperació dne CO2 en una corriente de producto de CO2 y agua, conteniendo la corriente de producto de CO2 al menos el 90% en volumen de CO2.
Realizacion 9. Un metodo para la produccion de N2 y CO2 a partir de una corriente de escape de reactor, que comprende: comprimir un gas de escape recirculado para generar un gas de escape de recirculacion comprimido, teniendo el gas de escape de recirculacion comprimido una temperatura de recirculacion de desde aproximadamente 400°C hasta aproximadamente 500°C y una presion de recirculacion de desde aproximadamente 10 bara (aproximadamente 1,0 MPaa) hasta aproximadamente 30 bara (aproximadamente 3,0 MPaa), comprendiendo el gas de escape recirculado al menos aproximadamente el 70% en volumen de N2 y al menos aproximadamente el 10% en volumen de CO2 ; separar CO2 de N2 en al menos una parte del gas de escape de recirculacion comprimido en un proceso de adsorcion por oscilacion de presion ciclico, comprendiendo un ciclo de proceso: hacer pasar la al menos una parte del gas de escape de recirculacion comprimido a un reactor de adsorcion por oscilacion que comprende un material adsorbente, teniendo la corriente de escape de reactor una presion de entre aproximadamente 10 bara (aproximadamente 1,0 MPaa) y aproximadamente 30 bara (aproximadamente 3,0 MPaa); adsorber CO2 sobre el material adsorbente a una temperatura de adsorcion que difiere de la temperatura de recirculacion en menos de aproximadamente 20°C y a una presion de adsorcion que difiere de la presion de recirculacion en menos de aproximadamente 1 bar (0,1 MPa); recuperar una corriente de N2 con una pureza de al menos aproximadamente el 95% en volumen desde un extremo delantero del reactor, teniendo la corriente de N2 recuperada una presion que difiere de la presion de la corriente de escape de reactor en aproximadamente 0,5 bar (aproximadamente 50 kPa) o menos, teniendo la corriente de N2 recuperada una temperatura que difiere de la temperatura de recirculacion en 20°C o menos; reducir la presion en el reactor de adsorcion por oscilacion hasta una presion de desde aproximadamente 1,0 bara (aproximadamente 0,1 MPaa) hasta aproximadamente 3,0 bara (aproximadamente 0,3 MPaa) emitiendo una corriente de reduccion por soplado desde al menos un extremo del reactor; y purgar el reactor de adsorcion por oscilacion con una purga de vapor a una presion de desde aproximadamente 1,0 bara (aproximadamente 0,1 MPaa) hasta aproximadamente 3,0 bara (aproximadamente 0,3 MPaa) para generar una corriente de recuperació dne CO2, comprendiendo la corriente de recuperació dne CO2 al menos aproximadamente el 90% del CO2 presente en la corriente de escape de reactor, conteniendo la purga de vapor menos de aproximadamente 1,5 moles (por ejemplo, menos de aproximadamente 1,0 moles o menos de aproximadamente 0,8 moles) de H2O por mol de CO2 en la corriente de escape de reactor; y separar la corriente de recuperació dne CO2 en un corriente de producto de CO2 y agua, conteniendo la corriente de producto de CO2 al menos aproximadamente el 90% en volumen de CO2 , comprendiendo la al menos una parte del gas de escape de recirculacion comprimido y la purga de vapor al menos aproximadamente el 95% en volumen de los gases introducidos en el reactor de adsorcion por oscilacion durante un ciclo de proceso.
Realizacion 10. Un metodo una seg cúunalquiera de las reivindicaciones anteriores, en el que la corriente de producto de CO2 comprende ademas N2.
Realizacion 11. Un metodo una se cguúanlquiera de las reivindicaciones anteriores, en el que el gas de escape recirculado tiene una concentracion de CO2 de entre aproximadamente el 5% en volumen y aproximadamente el 20% en volumen (por ejemplo, entre aproximadamente el 10% en volumen y aproximadamente el 20% en volumen) y/o una concentracion de O2 de aproximadamente el 1% en volumen o menos.
Realizacion 12. Un metodo un saeg cúunalquiera de las reivindicaciones anteriores, en el que el adsorbente comprende uno o mas de los siguientes: (a) un carbonato de metal alcalino (tal como carbonato de potasio, carbonato de litio, y/o carbonato de sodio) y un óxido de un metal alcalinoterreo y/o un metal de transicion (tal como uno que forma el óxido en un estado de oxidacion 2 y/o 3), por ejemplo, comprende al menos uno de carbonato de litio o carbonato de potasio y al menos uno de óxido de lantano, óxido de itrio y óxido de magnesio; (b) un carbonato de metal alcalinoterreo (tal como carbonato de magnesio y/o carbonato de calcio) y un óxido de un metal de transicion (tal como uno que forma el óxido en un estado de oxidacion 2 y/o 3), por ejemplo, comprende al menos uno de carbonato de magnesio o carbonato de calcio y al menos uno de óxido de lantano, óxido de itrio y óxido de magnesio; y (c) una hidrotalcita.
Realizacion 13. Un metodo una s ceugaúlqnuiera de las reivindicaciones anteriores, en el que la temperatura de la corriente de N2 recuperada es al menos la temperatura de adsorcion.
Realizacion 14. Un metodo una c suegaúlqnuiera de las reivindicaciones anteriores, que comprende ademas volver a presurizar el reactor de adsorcion por oscilacion hasta una presion de al menos aproximadamente 10 bara (aproximadamente 1,0 MPaa) con la corriente de escape de reactor o el gas de escape de recirculacion comprimido.
Realizacion 15. Un metodo una s ceugaúlqnuiera de las reivindicaciones anteriores, en el que reducir la presion en el reactor de adsorcion por oscilacion comprende (i) emitir una primera corriente de reduccion por soplado desde el extremo delantero del reactor y/o (ii) emitir una segunda corriente de reduccion por soplado desde el extremo delantero del reactor y una tercera corriente de reduccion por soplado desde un extremo trasero del reactor tras emitir la primera corriente de reduccion por soplado.
Realizacion 16. Un metodo para la produccion de N2 y CO2 a partir de una corriente de escape de reactor, que comprende: comprimir un gas de escape recirculado para generar un gas de escape de recirculacion comprimido, teniendo el gas de escape de recirculacion comprimido una temperatura de recirculacion de desde aproximadamente 400°C hasta aproximadamente 500°C y una presion de recirculacion de desde aproximadamente 10 bara (aproximadamente 1,0 MPaa) hasta aproximadamente 30 bara (aproximadamente 3,0 MPaa), comprendiendo el gas de escape recirculado al menos aproximadamente el 70% en volumen de N2 y al menos aproximadamente el 10% en volumen de CO2 ; separar CO2 de N2 en al menos una parte del gas de escape de recirculacion comprimido en un proceso de adsorcion por oscilacion de presion ciclico, comprendiendo un ciclo de proceso: hacer pasar la al menos una parte del gas de escape de recirculacion comprimido a un reactor de adsorcion por oscilacion que comprende un material adsorbente, teniendo la corriente de escape de reactor una presion de entre aproximadamente 10 bara (aproximadamente 1,0 MPaa) y aproximadamente 30 bara (aproximadamente 3,0 MPaa); adsorber CO2 sobre el material adsorbente a una temperatura de adsorcion que difiere de la temperatura de recirculacion en menos de aproximadamente 20°C y a una presion de adsorcion que difiere de la presion de recirculacion en menos de aproximadamente 1 bar (0,1 MPa); recuperar una corriente de N2 con una pureza de al menos aproximadamente el 95% en volumen desde un extremo delantero del reactor, teniendo la corriente de N2 recuperada una presion que difiere de la presion de la corriente de escape de reactor en aproximadamente 0,5 bar (aproximadamente 50 kPa) o menos, teniendo la corriente de N2 recuperada una temperatura que difiere de la temperatura de recirculacion en 20°C o menos; reducir la presion en el reactor de adsorcion por oscilacion hasta una presion de desde aproximadamente 1,0 bara (aproximadamente 0,1 MPaa) hasta aproximadamente 5,0 bara (aproximadamente 0,5 MPaa) emitiendo una corriente de reduccion por soplado desde al menos un extremo del reactor; y purgar el reactor de adsorcion por oscilacion con una purga de vapor a una presion de desde aproximadamente 1,0 bara (aproximadamente 0,1 MPaa) hasta aproximadamente 5,0 bara (aproximadamente 0,5 MPaa) para generar una corriente de recuperació dne CO2, comprendiendo la corriente de recuperació dne CO2 al menos aproximadamente el 60% del CO2 presente en la corriente de escape de reactor, conteniendo la purga de vapor menos de aproximadamente 1,5 moles (por ejemplo, menos de aproximadamente 1,0 moles o menos de aproximadamente 0,8 moles) de H2O por mol de CO2 en la corriente de escape de reactor; y separar la corriente de recuperació dne CO2 en una corriente de producto de CO2 y agua, conteniendo la corriente de producto de CO2 desde aproximadamente el 60% en volumen hasta aproximadamente el 99,5% en volumen de CO2, comprendiendo la al menos una parte del gas de escape de recirculacion comprimido y la purga de vapor al menos aproximadamente el 90% en volumen de los gases introducidos en el reactor de adsorcion por oscilacion durante un ciclo de proceso.
Ejemplo 1 - Realizacion de la adsorcion por oscilacion de presion sobre una parte de escape recirculado
El siguiente ejemplo predictivo se basa en una configuracion para un reactor de adsorcion por oscilacion de presion similar a la configuracion mostrada en La Fig. 2. En este ejemplo, un adsorbente a base de óxido de metal mixto se usa en una pluralidad de reactores de PSA para separar CO2 y N2. La separacion se realiza a una temperatura de entre aproximadamente 400°C y aproximadamente 500°C. Los reactores de PSA corresponden a multiples recipientes alineados horizontalmente, tal como 3 o 4 recipientes. Los reactores incluyen una configuracion de adsorbente adecuada para su uso en una alineacion horizontal para un flujo de entrada perpendicular al eje largo del reactor, tal como adsorbentes de placas paralelas. Los recipientes de reactor tienen aproximadamente una razon de longitud con respecto a anchura de 7,5 a 1, correspondiente a un eje largo de aproximadamente 30 metros y un eje corto de aproximadamente 4 metros. Los reactores se usan en un ciclo que incluye una secuencia de etapas. La primera etapa en el ciclo es una etapa de alimentacion a alta presion, tal como ~21 bara (aproximadamente 2,1 MPaa), durante -60-120 segundos, durante los cuales se suministra gas de alimentacion a un extremo de alimentacion de un recipiente de reactor de PSA. Un ejemplo de un gas de alimentacion es el gas de escape de turbina recirculado de un sistema de generacion de energía electrica de baja emision. El gas de escape de turbina puede entregarse al recipiente de PSA a una temperatura de ~440°C. Un ejemplo de una composicion de gas de escape de turbina puede ser aproximadamente el 11% en volumen de dióxido de carbono, aproximadamente el 84% en volumen de nitrogeno y una cantidad restante de agua y otras especies traza. A medida que el gas alimentado se suministra a un extremo de alimentacion del recipiente, se produce un producto de nitrogeno desde un lado de producto. El producto de nitrogeno puede tener una pureza de al menos aproximadamente el 90% en volumen, una temperatura de aproximadamente 440°C y una presion de aproximadamente 20,7 bara (aproximadamente 2,07 MPaa). Tras adsorber una cantidad suficiente de CO2 , tal como aproximadamente el 85% de la capacidad del adsorbente, se inicia una etapa de reduccion por soplado. La etapa de reduccion por soplado puede realizarse durante aproximadamente 30-120 segundos. Al final de la etapa de reduccion por soplado, el recipiente de reactor esta a una presion de aproximadamente 1,3 bara (aproximadamente 130 kPaa) a aproximadamente 1,6 bara (aproximadamente 160 kPaa). La reduccion por soplado puede realizarse o bien unicamente en el sentido hacia delante en el que solo el extremo de producto esta abierto, o bien puede realizarse una primera reduccion por soplado en el sentido hacia delante seguida de una segunda reduccion por soplado en la que ambos extremos de alimentacion y de producto estan abiertos. Tras la reduccion por soplado, puede realizarse una purga de vapor de baja presion desde el lado de producto durante aproximadamente 35-135 segundos para eliminar por barrido el dióxido de carbono adsorbido. La purga de vapor a baja presion genera una corriente de salida que contiene agua y dióxido de carbono. Tras la eliminacion de agua, la corriente de salida puede tener una pureza de CO2 de al menos aproximadamente el 90% en volumen. La corriente de salida tambien puede corresponder a al menos aproximadamente el 90% (en peso) del CO2 presente en la alimentacion al reactor de PSA. Opcionalmente, tras la purga de vapor puede realizarse una purga de nitrogeno adicional, con el fin de eliminar por barrido cualquier vapor y dióxido de carbono que quede en el reactor. El recipiente vuelve entonces a presurizarse desde el lado de alimentacion para devolver el recipiente de reactor de PSA a la presion inicial para realizar la separacion del gas de alimentacion. La nueva presurizacion puede realizarse usando el gas de alimentacion y normalmente puede durar aproximadamente 25-60 segundos. La realización de este ciclo de PSA puede permitir la separacion de dióxido de carbono del nitrogeno contenido en un gas de escape de turbina, tal como un gas de escape recirculado, de modo que se recupera dióxido de carbono a una tasa de al menos el 90% y con una pureza de al menos el 90% en volumen (tras la eliminacion por condensacion de agua) al tiempo que simultaneamente tambien se produce nitrogeno a mas del 90% en volumen de pureza. El ciclo tambien puede usar una cantidad de vapor reducida, tal como desde aproximadamente 0,3 hasta aproximadamente 0,6 moles de vapor por mol de dióxido de carbono en el gas de alimentacion al reactor de PSA.
Ejemplo 2 - Simulaciones de separacion de un gas de escape de turbina
El siguiente ejemplo se basa en simulaciones de separacion de CO2 de N2 en un gas de chimenea o gas de escape de una turbina para la generacion de energía electrica. Las simulaciones se basaban en la solucion numerica de los equilibrios de material y energía temporales implicados en un proceso de adsorcion/desorcion ciclico. La configuracion de reactor correspondia a la configuracion mostrada en La Fig. 2.
La tabla 1 muestra las entradas y los resultados de la simulacion. El flujo simulado de gas de escape era de aproximadamente 820 millones de SCF/dia. Las columnas correspondian a diversas etapas en un ciclo de adsorcion por oscilacion de presion que usa un adsorbente a base de óxido de metal mixto que contiene carbonato de potasio y óxido de lantano. Las columnas de “Alimentacion” y “Purga de vapor” correspondian a entradas al proceso, mientras que las columnas restantes correspondian a flujos de salida.
Tabla 1
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La tabla 2 muestra las entradas y los resultados de otra simulacion. El flujo simulado de gas de escape era de aproximadamente 830 millones de SCF/dia. Las columnas correspondian a diversas etapas en un ciclo de adsorcion por oscilacion de presion que usan un adsorbente a base de óxido de metal mixto que contiene carbonato de potasio y óxido de magnesio. Las columnas de “Alimentacion” y “Purga de vapor” correspondian a entradas al proceso, mientras que las columnas restantes correspondian a flujos de salida.
Tabla 2
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Basandose en las simulaciones, al menos el 90% del CO2 en la alimentacion se capturo como parte del producto de CO2 deseado. En otras palabras, menos del 10% del CO2 en la alimentacion se perdio con respecto o bien al producto de N2 o bien la corriente de reduccion por soplado. Tal como se muestra en las tablas 1 y 2, la pureza de la corriente de producto de CO2 era mayor del 96%. Observese que, dado que aproximadamente la mitad de la corriente de producto de CO2 inicial era agua, tras la eliminacion del agua, el N2 representaba un porcentaje correspondientemente mayor de la corriente de producto de CO2 restante.
Ejemplo 3 - Requisitos de energía para la separacion de CO2
El uso de adsorcion por oscilacion de presion para separar CO2 de un gas de escape puede proporcionar ventajas en comparacion con los metodos de separacion convencionales. La tabla 3 muestra una comparacion de estimaciones para la energía total consumida durante la realización de la separacion CO2 usando adsorcion por oscilacion de presion frente a dos procesos de separacion de amina comparativos.
Tabla 3
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En la tabla 3, los procesos de amina a baja y alta presion hacen referencia a la separacion de CO2 mediante adsorcion en un separador de amina. La separacion de amina se realizo a una temperatura de ~402C. La presion de sorcion se refiere a la presion de la corriente de escape que entra en el proceso de separacion. El valor de Pfinal CO2 era constante y refleja la naturaleza de baja presion (tal como presion ambiental) de la corriente de CO2 separada. El valor de Pfinal N2 corresponde a la presion de la corriente de N2 generada mediante el proceso tras eliminar por separacion el CO2. Las estimaciones de consumo de energía se basaban en calculos termodinamicos para los diversos procesos en las condiciones indicadas.
En la tabla 3, la energía requerida para la separacion de CO2 mediante adsorcion por oscilacion de presion era menor que la energía requerida para el tratamiento de amina a alta presion y era comparable a la energía requerida para el tratamiento de amina a baja presion. Sin embargo, tal como se muestra en la tabla 3, usar adsorcion por oscilacion de presion para la separacion de CO2 proporciono varias ventajas con respecto a las propiedades de la corriente de N2 generada durante la separacion. En primer lugar, la temperatura de la corriente de producto de N2 se mantuvo aproximadamente durante un proceso de adsorcion por oscilacion de presion, mientras que los procesos de separacion de amina requerian una reduccion en la temperatura, tal como hasta ~402C. Con el fin de usar la corriente de producto de N2 para la generacion de energía electrica adicional, normalmente seria necesario aumentar de nuevo la temperatura de las corrientes de producto de N2 de los procesos de amina al menos hasta aproximadamente 300-400°C o mas, lo que requeriria un coste de energía adicional no incluido en la estimacion de energía de separacion mostrada en la tabla 3. El coste de energía adicional para devolver la corriente de producto de N2 a una temperatura mayor puede mitigarse mediante el uso de intercambiadores de calor, de modo que entonces la energía del escape antes de la separacion puede transferirse a la corriente de producto de N2 tras la separacion. Sin embargo, esto requeriria una huella de equipamiento sustancial adicional, y por tanto seria menos deseable.
Otra ventaja de la separacion por adsorcion por oscilacion de presion con respecto a la separacion de amina a baja presion puede incluir el mantenimiento de la presion de la corriente de producto de N2 durante la separacion, lo que puede permitir que la corriente de producto de N2 se use para otros propositos, tal como la generacion de energía electrica, sin tener que gastar energía para modificar la corriente.
Ejemplo 4 - Simulacion de pureza y recuperación de CO2 para aplicaciones de EOR
Usando una configuracion correspondiente a la Figura 1 y las condiciones dadas a conocer en el presente documento, una corriente de gas de CO2 purificada (gas de chimenea), por ejemplo, del conducto 150 puede tener una presion de aproximadamente 21 barg (~2,1 MPag). La Figura 3 muestra tasas de recuperació dne CO2 y la pureza de CO2 para un gas de chimenea que tiene esta presion. En situaciones en las que se desea una presion de gas mayor, puede anadirse un compresor adicional entre la salida de la turbina de recirculacion de gas de escape y el recipiente de PSA.
La Figura 3 representa el rendimiento de unidad integrada usando una combinacion de simulaciones numericas y datos experimentales sobre propiedades de sorcion clave. Las simulaciones se llevaron a cabo basandose en una entrada de gas de chimenea a la unidad de PSA que contiene ~11% en volumen de CO2 , ~84% en volumen de N2 , ~5% en volumen agua a una temperatura de al menos 400°C, usando un adsorbente de alta temperatura adecuado (por ejemplo, un óxido de metal mixto y/o una hidrotalcita tal como se da a conocer en el presente documento) con un flujo nominal de ~ 820 millones de SCFD (pies cubicos estandar por dia). Las simulaciones usadas en el presente documento se basaban en soluciones numericas de los equilibrios de material y de energía implicados en las etapas de proceso de adsorcion y desorcion del ciclo de PSA. La capacidad de CO2 de saturacion para un sorbente se determino usando mediciones de columna termogravimetricas (TGA) y de avance convencionales.
La Figura 3 muestra la compensacion entre la pureza de CO2 frente al uso de vapor para la central de energía electrica ULET con una presion de gas de emision ~21 bara. Los numeros mostrados en cada punto de dato de pureza de CO2 pretende corresponder a la tasa de recuperación de CO2. La Figura 3 tambien muestra una comparacion entre la pureza de CO2 , la tasa de captura de CO2, la huella de planta y la utilizacion de vapor.
Todos los usos adicionales del CO2 purificado, por ejemplo, recuperació dne hidrocarburos potenciada, tal como EOR en el fondo, pueden requerir normalmente una compresion aguas abajo posterior hasta la presion de inyeccion de yacimiento requerida o hasta la presion de tuberia de CO2 local (por ejemplo, ~2215 psig o ~ 150 barg). Esta presion esta especificada para la red de tuberias de CO2 de los EE. UU. La presion real requerida es una funcion de las propiedades de reservorio y de petroleo y puede ser mucho menor de 2215 psig.
Con el fin de reducir los costes de compresion aguas abajo, un enfoque puede ser regenerar CO2 a presion elevada (por ejemplo, a ~2-3 bara). La Figura 3 muestra que un proceso de PSA de 4 lechos puede suministrar CO2 de pureza relativamente alta (de aproximadamente el 97% a aproximadamente el 99%) a una tasa de captura de CO2 , al tiempo que tambien se mantiene una utilizacion de vapor relativamente baja (tal como se mide mediante la razon de moles de vapor aplicados con respecto a moles de CO2 generados, preferiblemente no mas de 1,0) a una presion de CO2 relativamente mayor (de nuevo, ~2-3 bara o mayor). Debe observarse que la primera fase de compresion tiene la mayor huella de equipamiento y por tanto la mayor penalizacion economica, debido al volumen muy grande de gas a baja presion procesado. Por tanto, eliminar fases de compresion anteriores proporciona un beneficio economico mucho mayor que reducir el valor de compresion maximo (es decir, eliminar fases de compresion posteriores). La compresion total maxima para aplicaciones de EOR de fondo puede estar por encima de 100 bara, por ejemplo, desde aproximadamente 100 bara hasta aproximadamente 250 bara.
Los beneficios de la presente invencion, tal como se evidencia mediante este ejemplo, pueden ser dobles - [1] puede haber una reduccion global en el equipamiento de volumenes de gas reducidos acompanantes (tuberias), que puede posibilitarse mediante la presion de escape elevada; y [2] puede haber un requisito de potencia de compresion reducida que resulta de eliminar las primeras (o mas) fases de compresion. El efecto combinado de los beneficios puede incluir una ventaja de huella y de energía grande, lo que puede ser importante para integrar centrales de energía electrica con instalaciones de recuperación de hidrocarburos potenciada, particularmente para EOR convencional.
En el caso de requisitos de pureza reducidos (lo que puede ser adecuado para ciertos yacimientos), la PSA a alta temperatura puede hacerse funcionar sin el uso de una purga de vapor anadida intencionadamente. Por ejemplo, una configuracion de PSA de 3 lechos a alta temperatura que funciona a ~21 bar sin vapor puede producir ventajosamente CO2 a ~60% o mayor tanto de pureza como de recuperació.n Adicional o alternativamente, una configuracion de PSA de 3 lechos a alta temperatura que funciona a ~55 bar puede producir ventajosamente CO2 a una pureza del ~70% o mayor, en ausencia de vapor anadido intencionadamente. De hecho, eliminar el vapor en su totalidad puede dar como resultado una reduccion significativa en la complejidad del proceso, dado que pueden eliminarse ventajosamente diversos equipamientos de condensacion de vapor, intercambio de calor y relacionados con la corrosion en ese escenario.
Ademas, un CO2 de menor pureza puede ser adecuado, o incluso deseable, para ciertas operaciones de recuperació,n tales como yacimientos no convencionales, incluyendo aquellos relacionados con formaciones de roca y de gas de esquisto, por ejemplo, dado que el aumento de “impurezas” distintas del CO2 puede reducir la viscosidad de la mezcla que debe inyectarse en el yacimiento, lo que, en ciertas circunstancias, puede permitir una absorcion mejorada y/o una produccion de hidrocarburos mejorada posterior. Por ejemplo, en un yacimiento teorico a ~2000 psig y ~ l002F, una corriente de gas de CO2/N2 80/20 puede tener una viscosidad de -0,03 cPs, mientras que una corriente de gas de CO2/N2 70/30 puede tener una viscosidad de -0,025 cPs. Una flexibilidad aumentada en la variacion de la pureza de CO2 puede permitir, en ciertas circunstancias, que los metodos según la invencion tengan una eficacia de produccion aumentada y/o consigan una produccion global de un deposito/yacimiento que no puede conseguirse facilmente sin tal flexibilidad.
Por ejemplo, en el uso de CO2 para una recuperació dne gas natural potenciada a partir de gas de esquisto, puede ser necesario aumentar la pureza de CO2 en la corriente de entrada de recuperació an lo largo del tiempo (de manera continua, escalonada, intermitente, gradual o incluso drastica) ya que se produce mas CH4 , y puede haber una necesidad mayor de CO2 para desplazar el CH4 , por ejemplo, adsorbido sobre la materia organica en la roca del yacimiento. Por tanto, la cantidad y/o la pureza de CO2 requeridas para la inyeccion puede aumentar a lo largo del tiempo, a medida que el contenido de CH4 en el yacimiento se reduce a traves de la produccion continuada. Esto puede dar como resultado una mayor demanda de CO2 a lo largo del tiempo, en terminos de volumenes mayores y/o en terminos de pureza, usando los metodos integrad soesgún la invencion. A su vez, en determinadas realizaciones, esto puede requerir una mayor utilizacion de vapor en el proceso de PSA, demanda de vapor variable que puede posibilitarse mediante la capacidad de ajuste en tiempo real descrita en el presente documento.
Ejemplo 5 - Realizacion de PSA sobre una parte de escape recirculado para CO2 de alta pureza
El siguiente ejemplo profetico se basa en una configuracion para un reactor de adsorcion por oscilacion de presion similar a la configuracion mostrada en la Fig. 2. En este ejemplo, un adsorbente a base de óxido de metal mixto se usa en una pluralidad de reactores de PSA para separar CO2 y N2. La separacion se realiza a una temperatura de aproximadamente 440°C. Los reactores de PSA pueden corresponder a -3 recipientes alineados horizontalmente. Los reactores pueden incluir una configuracion de adsorbente adecuada para su uso en una alineacion horizontal para un flujo de entrada perpendicular al eje largo del reactor, tal como adsorbentes de placas paralelas y/o lecho(s) de adsorbente. Los recipientes de reactor pueden tener un eje largo de aproximadamente 30 m y un eje corto de aproximadamente 4 m. Los reactores pueden usarse en un ciclo que incluye una secuencia de etapas. La primera etapa en el ciclo es una etapa de alimentacion a presion relativamente alta, tal como -21 bara (-2,1 MPaa), durante aproximadamente 150 segundos, durante los cuales se suministra gas de alimentacion a un extremo de alimentacion de un recipiente de reactor de PSA. Un ejemplo de un gas de alimentacion puede incluir o ser el gas de escape de turbina recirculado de un sistema de generacion de energía electrica de baja emision. El gas de escape de turbina puede entregarse al recipiente de PSA a una temperatura de aproximadamente 440°C. Un ejemplo de una composicion de gas de escape de turbina puede ser -11% en volumen de CO2 , -84% en volumen de N2 , y una cantidad restante de agua y otras especies traza. A medida que el gas de alimentacion se suministra a un extremo de alimentacion del recipiente, puede producirse un producto de nitrogeno desde un lado de producto. El producto de nitrogeno puede tener una pureza de al menos aproximadamente el 90% en volumen, una temperatura de aproximadamente 440°C y una presion de aproximadamente 20,7 bara (-2,07 MPaa). Tras adsorber una cantidad suficiente de CO2, tal como aproximadamente el 85% de la capacidad del adsorbente, puede iniciarse una etapa de reduccion por soplado. La etapa de reduccion por soplado se realiza durante -40 segundos en el sentido de avance (de flujo). Al final de la etapa de reduccion por soplado, el recipiente de reactor puede estar a una presion de aproximadamente 1,5 bara (-150 kPaa). La reduccion por soplado puede realizarse o bien unicamente en el sentido de avance (de flujo) en el que solo el extremo de producto esta abierto, o bien puede realizarse una primera reduccion por soplado en el sentido de avance (de flujo), seguida de una segunda reduccion por soplado en la que los extremos tanto de alimentacion como de producto estan abiertos. Otras combinaciones de estas secuencias de reduccion por soplado son posibles adicional o alternativamente. Tras la reduccion por soplado, puede realizarse una purga de vapor a presion relativamente baja (aproximadamente 1-1,5 bara, -100-150 kPaa) desde el lado de producto durante aproximadamente 205 segundos para eliminar por barrido el dióxido de carbono adsorbido. La purga de vapor a presion relativamente baja puede generar una corriente de salida que contiene agua y dióxido de carbono a una presion de aproximadamente 1,48 bara (-148 kPaa). Tras la eliminacion de agua mediante condensacion, la corriente de salida puede tener una pureza de CO2 de al menos aproximadamente el 99% en moles. La corriente de salida tambien puede corresponder a al menos aproximadamente el 82% del CO2 presente en la alimentacion al reactor de PSA. Opcionalmente, tras la purga de vapor puede realizarse una purga de nitrogeno adicional, con el fin de eliminar por barrido cualquier vapor y dióxido de carbono que quede en el reactor. El recipiente puede volver entonces a presurizarse desde el lado de alimentacion para devolver el recipiente de reactor de PSA a la presion inicial de -21 bara (-2,1 MPaa) para realizar la separacion del gas de alimentacion. La nueva presurizacion puede realizarse usando gas de producto durante -55 segundos. La realización de este ciclo de PSA puede permitir la separacion de dióxido de carbono del nitrogeno contenido en un gas de escape de turbina, tal como un gas de escape recirculado, de modo que puede recuperarse dióxido de carbono a una tasa de al menos el 80% y con una pureza de al menos el 99% (tras la eliminacion por condensacion de agua). El ciclo tambien puede usar una cantidad de vapor reducida, tal como aproximadamente 0,59 moles de vapor por mol de dióxido de carbono recuperado como producto.
Ejemplo 6 - Realizacion de PSA sobre una parte de escape recirculado para CO2 de alta pureza
El siguiente ejemplo profetico se basa en una configuracion para un reactor de adsorcion por oscilacion de presion similar a la configuracion mostrada en la Fig. 2. En este ejemplo, un adsorbente a base de óxido de metal mixto se usa en una pluralidad de reactores de PSA para separar CO2 y N2. La separacion se realiza a una temperatura de aproximadamente 440°C. Los reactores de PSA pueden corresponder a ~4 recipientes alineados horizontalmente. Los reactores pueden incluir una configuracion de adsorbente adecuada para su uso en una alineacion horizontal para un flujo de entrada perpendicular al eje largo del reactor, tal como adsorbentes de placas paralelas y/o lecho(s) de adsorbente. Los recipientes de reactor pueden tener un eje largo de aproximadamente 35 m y un eje corto de aproximadamente 4 m. Los reactores pueden usarse en un ciclo que incluye una secuencia de etapas. La primera etapa en el ciclo es una etapa de alimentacion a presion relativamente alta, tal como ~21 bara (~2,1 MPaa), durante aproximadamente 200 segundos, durante los cuales se suministra gas de alimentacion a un extremo de alimentacion de un recipiente de reactor de PSA. Un ejemplo de un gas de alimentacion puede incluir o ser el gas de escape de turbina recirculado de un sistema de generacion de energía electrica de baja emision. El gas de escape de turbina puede entregarse al recipiente de PSA a una temperatura de aproximadamente 440°C. Un ejemplo de una composicion de gas de escape de turbina puede ser ~11% en volumen de CO2 , ~84% en volumen de N2 , y una cantidad restante de agua y otras especies traza. A medida que el gas de alimentacion se suministra a un extremo de alimentacion del recipiente, puede producirse un producto de nitrogeno desde un lado de producto. El producto de nitrogeno puede tener una pureza de al menos aproximadamente el 90% en volumen, una temperatura de aproximadamente 440°C y una presion de aproximadamente 20,7 bara (~2,07 MPaa). Tras la etapa de alimentacion, una etapa de reduccion por soplado puede realizarse durante ~35 segundos en el sentido de avance (de flujo). Tras la reduccion por soplado, una purga de vapor a presion relativamente baja (aproximadamente 1-1,5 bara, -100-150 kPaa) desde el lado de producto puede realizarse durante aproximadamente 530 segundos para eliminar por barrido el dióxido de carbono adsorbido. La purga de vapor a presion relativamente baja puede generar una corriente de salida que contiene agua y dióxido de carbono a una presion de aproximadamente 1,85 bara (-185 kPaa). Tras la eliminacion de agua mediante condensacion, la corriente de salida puede tener una pureza de CO2 de al menos aproximadamente el 99% en moles. La corriente de salida puede corresponder tambien a al menos aproximadamente el 72% del CO2 presente en la alimentacion al reactor de PSA. El recipiente puede volver entonces a presurizarse desde el lado de alimentacion para devolver el recipiente de reactor de PSA a la presion inicial de -21 bara (-2,1 MPaa) para realizar la separacion del gas de alimentacion. La nueva presurizacion puede realizarse usando gas de producto durante -35 segundos. La realización de este ciclo de PSA puede permitir la separacion de dióxido de carbono de nitrogeno contenido en un gas de escape de turbina, tal como un gas de escape recirculado, de modo que puede recuperarse dióxido de carbono a una tasa de al menos el 70% y con una pureza de al menos el 99% (tras la eliminacion por condensacion de agua). El ciclo tambien puede usar una cantidad de vapor reducida, tal como aproximadamente 0,77 moles de vapor por mol de dióxido de carbono recuperado como producto.
Ejemplo 7 - Realizacion de PSA sobre una parte de escape recirculado para CO2 de alta pureza
El siguiente ejemplo profetico se basa en una configuracion para un reactor de adsorcion por oscilacion de presion similar a la configuracion mostrada en la Fig. 2. En este ejemplo, un adsorbente a base de óxido de metal mixto se usa en una pluralidad de reactores de PSA para separar CO2 y N2. La separacion se realiza a una temperatura de aproximadamente 440°C. Los reactores de PSA pueden corresponder a -4 recipientes alineados horizontalmente. Los reactores pueden incluir una configuracion de adsorbente adecuada para su uso en una alineacion horizontal para un flujo de entrada perpendicular al eje largo del reactor, tal como adsorbentes de placas paralelas. Los recipientes de reactor pueden tener un eje largo de aproximadamente 35 m y un eje corto de aproximadamente 4 m. Los reactores pueden usarse en un ciclo que incluye una secuencia de etapas. La primera etapa en el ciclo es una etapa de alimentacion a presion relativamente alta, tal como -21 bara (-2,1 MPaa), durante aproximadamente 200 segundos, durante los cuales se suministra gas de alimentacion a un extremo de alimentacion de un recipiente de reactor de PSA. Un ejemplo de un gas de alimentacion puede incluir o ser el gas de escape de turbina recirculado de un sistema de generacion de energía electrica de baja emision. El gas de escape de turbina puede entregarse al recipiente de PSA a una temperatura de aproximadamente 440°C. Un ejemplo de una composicion de gas de escape de turbina puede ser -11% en volumen de CO2 , -84% en volumen de N2 , y una cantidad restante de agua y otras especies traza. A medida que el gas de alimentacion se suministra a un extremo de alimentacion del recipiente, puede producirse un producto de nitrogeno desde un lado de producto. El producto de nitrogeno puede tener una pureza de al menos aproximadamente el 90% en volumen, una temperatura de aproximadamente 440°C y una presion de aproximadamente 20,7 bara (-2,07 MPaa). Tras la etapa de alimentacion, una etapa de reduccion por soplado puede realizarse durante -35 segundos en el sentido de avance (de flujo). Tras la reduccion por soplado, una purga de vapor a presion relativamente baja (aproximadamente 1-1,5 bara, -100-150 kPaa) desde el lado de producto puede realizarse durante aproximadamente 530 segundos para eliminar por barrido el dióxido de carbono adsorbido. La purga de vapor a presion relativamente baja puede generar una corriente de salida que contiene agua y dióxido de carbono a una presion de aproximadamente 2,85 bara (-285 kPaa). Tras la eliminacion de agua mediante condensacion, la corriente de salida puede tener una pureza de CO2 de al menos aproximadamente el 97% en moles. La corriente de salida tambien puede corresponder a al menos aproximadamente el 65% del CO2 presente en la alimentacion al reactor de PSA. El recipiente puede volver entonces a presurizarse desde el lado de alimentacion para devolver el recipiente de reactor de PSA a la presion inicial de ~21 bara (~2,1 MPaa) para realizar la separacion del gas de alimentacion. La nueva presurizacion puede realizarse usando gas de producto durante ~35 segundos. La realización de este ciclo de PSA puede permitir la separacion de dióxido de carbono de nitrogeno contenido en un gas de escape de turbina, tal como un gas de escape recirculado, de modo que puede recuperarse dióxido de carbono a una tasa de al menos el 60% y con una pureza de al menos el 97% (tras la eliminacion por condensacion de agua). El ciclo tambien puede usar una cantidad de vapor reducida, tal como aproximadamente 0,65 moles de vapor por mol de dióxido de carbono recuperado como producto.
Ejemplo 8 - Realizacion de PSA sobre una parte de escape recirculado
El siguiente ejemplo profetico se basa en una configuracion para un reactor de adsorcion por oscilacion de presion similar a la configuracion mostrada en la Fig. 2. En este ejemplo, un adsorbente a base de óxido de metal mixto se usa en una pluralidad de reactores de PSA para separar CO2 y N2. La separacion se realiza a una temperatura de aproximadamente 440°C. Los reactores de PSA pueden corresponder a ~3 recipientes alineados horizontalmente. Los reactores pueden incluir una configuracion de adsorbente adecuada para su uso en una alineacion horizontal para un flujo de entrada perpendicular al eje largo del reactor, tal como adsorbentes de placas paralelas y/o lecho(s) de adsorbente. Los recipientes de reactor pueden tener un eje largo de aproximadamente 30 m y un eje corto de aproximadamente 4 m. Los reactores pueden usarse en un ciclo que incluye una secuencia de etapas. La primera etapa en el ciclo es una etapa de alimentacion a presion relativamente alta, tal como ~21 bara (~2,1 MPaa), durante aproximadamente 110 segundos, durante los cuales se suministra gas de alimentacion a un extremo de alimentacion de un recipiente de reactor de PSA. Un ejemplo de un gas de alimentacion puede incluir o ser el gas de escape de turbina recirculado de un sistema de generacion de energía electrica de baja emision. El gas de escape de turbina puede entregarse al recipiente de PSA a una temperatura de aproximadamente 440°C. Un ejemplo de una composicion de gas de escape de turbina puede ser ~11% en volumen de CO2 , ~84% en volumen de N2 , y una cantidad restante de agua y otras especies traza. A medida que el gas de alimentacion se suministra a un extremo de alimentacion del recipiente, puede producirse un producto de nitrogeno desde un lado de producto. El producto de nitrogeno puede tener una pureza de al menos aproximadamente el 90% en volumen, una temperatura de aproximadamente 440°C y una presion de aproximadamente 20,7 bara (~2,07 MPaa). Tras la etapa de alimentacion, pueden realizarse etapas de reduccion por soplado durante ~5 segundos en el sentido inverso (contracorriente), seguidos de ~25 segundos en el sentido de avance (de flujo). Tras las etapas de reduccion por soplado, una purga de vapor a presion relativamente baja (aproximadamente 1-1,5 bara, -100-150 kPaa) desde el lado de producto puede realizarse durante aproximadamente 173 segundos para eliminar por barrido el dióxido de carbono adsorbido. La purga de vapor a presion relativamente baja puede generar una corriente de salida que contiene agua y dióxido de carbono a una presion de aproximadamente 1,35 bara (-135 kPaa). Tras la eliminacion de agua mediante condensacion, la corriente de salida puede tener una pureza de CO2 de al menos aproximadamente el 63% en moles. La corriente de salida tambien puede corresponder a al menos aproximadamente el 69% del CO2 presente en la alimentacion al reactor de PSA. El recipiente puede volver entonces a presurizarse desde el lado de alimentacion para devolver el recipiente de reactor de PSA a la presion inicial de -21 bara (-2,1 MPaa) para realizar la separacion del gas de alimentacion. La nueva presurizacion puede realizarse usando gas de producto durante -17 segundos. La realización de este ciclo de PSA puede permitir la separacion de dióxido de carbono de nitrogeno contenido en un gas de escape de turbina, tal como un gas de escape recirculado, de modo que puede recuperarse dióxido de carbono a una tasa de al menos el 65% y con una pureza de al menos el 60% (tras la eliminacion por condensacion de agua).
Ejemplo 9 - Realizacion de PSA sobre una parte de escape recirculado
La Figura 3 muestra como se compensan la recuperación (representada como una razon molar) y la pureza (representada como un porcentaje) frente a la utilizacion de vapor para configuraciones de PSA a modo de ejemplo que pueden ilustrar adicionalmente la invencion. Para cada uno de los casos mostrados, la composicion y la presion de la alimentacion son similares a las descritas en los ejemplos anteriores. En la Figura 3, se ilustran configuraciones de PSA o bien de -3 recipientes o bien de -4 recipientes para propiedades de adsorbente tipicas de transferencia de masa y capacidad adsorbente. Como puede verse en la Figura 3, puede conseguirse CO2 de mayor pureza (> 95% en volumen) con una utilizacion de vapor aumentada, pero todavia menos de -1,0 mol/mol de CO2 recuperado. Ademas, el uso de -4 recipientes de PSA puede permitir una oscilacion de presion reducida por medio del uso de una presion de purga relativa mayor (> aproximadamente 1,35-1,5 bara, normalmente desde -2 bara hasta -3 bara), lo que puede reducir los requisitos tanto de equipamiento como de energía para la compresion de CO2 posterior antes de su uso en instalaciones de EOR. Puede obtenerse una mejora adicional de las recuperacióesn de -4 recipientes mostradas en la Figura 3 usando configuraciones en las que los recipientes estan en comunicacion de fluido entre si.
Ejemplo 10 - Configuracion de PSA de 3 recipientes que usa una parte de escape recirculado
La Figura 4 muestra una configuracion de 3 recipientes que es ilustrativa, pero no limitativa, de una posible disposicion de recipientes adsorbedores dentro del alcance de la invencion. En esta configuracion, un recipiente esta en alimentacion y por tanto produciendo producto de nitrogeno en todo momento. Los otros dos recipientes pueden someterse a otras etapas del ciclo, por ejemplo, que regeneran el adsorbente, mientras que el primer recipiente esta produciendo producto a presion relativamente alta. En esta disposicion de 3 recipientes particular, no hay conexion de fluido (es decir, intercambio de corrientes de gas) entre los recipientes, lo que reduce la complejidad del ciclo asi como el equipamiento, tal como tuberias y valvulas de interconexion.
Ejemplo 11 - Configuracion de PSA de 4 recipientes que usa una parte de escape recirculado
Las Figuras 5-6 muestran configuraciones de 4 recipientes que son ilustrativas, pero no limitativas, de otra posible disposicion de recipientes adsorbedores dentro del alcance de la invencion. En las configuraciones de las Figuras 5­ 6, al menos un recipiente esta en alimentacion en todo momento. Dos o tres de los otros recipientes pueden someterse a otras etapas del ciclo, por ejemplo, que regeneran el adsorbente, mientras que el al menos un recipiente esta produciendo producto a presion relativamente alta. En la disposicion de 4 recipientes particular de la Figura 5, no hay conexion de fluido (es decir, intercambio de corrientes de gas) entre los recipientes, lo que reduce la complejidad del ciclo asi como el equipamiento, tal como tuberia y valvulas de interconexion. Sin embargo, las disposiciones de 4 recipientes permiten que se lleven a cabo ciclos mediante los cuales dos de los recipientes que no estan en alimentacion pueden intercambiar gas, por ejemplo, empleando una etapa de igualacion de presion, mediante la que un primer recipiente a una presion relativamente mayor puede despresurizarse a un segundo recipiente a presion relativamente menor, aumentado de ese modo la presion del segundo recipiente y reduciendo la presion del primer recipiente, tal como se muestra en la Figura 6. Este tipo de ciclo puede permitir una recuperación (de CO2) mayor, dado que la(s) corriente(s) que contiene(n) el gas objetivo (CO2) no se libera(n) a la atmosfera ambiental, sino que se envia(n) a otro recipiente de adsorbente. Las ventajas de una mayor recuperació dne usar configuraciones de 4 recipientes (o configuraciones que usan mas de 4 recipientes) pueden estar compensadas en cierta medida mediante el coste aumentado de recipientes, tuberias y valvulas de interconexion anadidos, y el equipamiento de control de ciclo asociado requerido.

Claims (13)

  1. REIVINDICACIONES
    1 Un metodo para la produccion de N2 y CO2 a partir de una corriente de escape de reactor, que comprende: hacer pasar una corriente de escape de reactor que comprende al menos el 70% en volumen de N2 y al menos el 10% en volumen de CO2 en un reactor de adsorcion por oscilacion que comprende un material adsorbente, que incluye una mezcla de un carbonato de metal alcalino y un óxido de metal alcalinoterreo y/o un óxido de metal de transicion, teniendo la corriente de escape de reactor una presion de entre 10 bara (1,0 MPaa) y 30 bara (3,0 MPaa); adsorber CO2 en el material adsorbente a una temperatura de adsorcion de al menos 400°C;
    recuperar una corriente de N2 con una pureza de al menos el 95% en volumen desde un extremo delantero del reactor, teniendo la corriente de N2 recuperada una presion que difiere de la presion de la corriente de escape de reactor en 0,5 bar (50 kPa) o menos;
    reducir la presion en el reactor de adsorcion por oscilacion hasta una presion de desde 1,0 bara (0,1 MPaa) hasta 3,0 bara (0,3 MPaa) produciendo una corriente de reduccion por soplado desde al menos un extremo del reactor; purgar el reactor de adsorcion por oscilacion con una purga de vapor a una presion de desde 1,0 bara (0,1 MPaa) hasta 3,0 bara (0,3 MPaa) para generar una corriente de recuperació dne CO2 , la corriente de recuperació dne CO2 que comprende al menos el 90% del CO2 presente en la corriente de escape de reactor, conteniendo la purga de vapor menos de 1,0 mol de H2O por mol de CO2 en la corriente de escape de reactor; y
    opcionalmente comprender ademas hacer pasar una segunda corriente de purga a traves del reactor de adsorcion por oscilacion para generar una segunda corriente de recuperació dne CO2 , teniendo la segunda corriente de purga una composicion diferente a la de la purga de vapor,
    en el que el paso, la adsorcion, la recuperació,n la reduccion y la purga comprenden un ciclo de adsorcion por oscilacion de presion, y correspondiendo la corriente de escape de reactor, la purga de vapor y la segunda corriente de purga, si se usa, corresponden a al menos el 95% en volumen de todos los flujos de gas introducidos en el reactor de adsorcion por oscilacion durante el ciclo de adsorcion por oscilacion de presion.
  2. 2. - El metodo según la reivindicación 1, en el que la purga de vapor usada para purgar el reactor de adsorcion por oscilacion contiene menos de 0,8 moles de H2O por mol de CO2 en la corriente de escape de reactor.
  3. 3. - Un metodo para generar energía electrica, que comprende:
    comprimir un gas de escape recirculado en un compresor principal para generar un gas de escape de recirculacion comprimido, teniendo el gas de escape de recirculacion comprimido una temperatura de recirculacion de desde 400°C hasta 500°C y una presion de recirculacion de desde 10 bara (1,0 MPaa) hasta 30 bara (3,0 MPaa), comprendiendo el gas de escape recirculado al menos el 70% en volumen de N2 y al menos el 10% en volumen de CO2;
    comprimir aire enriquecido en oxigeno en un compresor de entrada para generar un oxidante comprimido; hacer pasar una primera parte del gas de escape de recirculacion comprimido a una camara de combustion; someter a combustion estequiometrica el oxidante comprimido y un combustible en una camara de combustion y en presencia de la primera parte del gas de escape de recirculacion comprimido, generando de ese modo una corriente de descarga, actuando la primera parte del gas de escape de recirculacion comprimido como diluyente configurado para moderar la temperatura de la corriente de descarga;
    expandir la corriente de descarga en un expansor para al menos parcialmente impulsar el compresor principal y generar el gas de escape recirculado;
    producir N2 y CO2 a partir de una corriente de escape de reactor el metodo segun la reivindicaci soengú 1n o la reivindicacion 2, siendo la corriente de escape de reactor una segunda parte del gas de escape recirculado, difiriendo la temperatura de adsorcion de la temperatura de recirculacion en menos de 20°C y difiriendo una presion de adsorcion de la presion de recirculacion en menos de 1 bar (0,1 MPa).
  4. 4.- El metodo según la reivindicación 3, en el que el oxidante comprimido tiene una concentracion de oxigeno de entre el 30% en volumen y el 50% en volumen, y opcionalmente tambien en el que generar el oxidante comprimido comprende ademas mezclar el aire enriquecido en oxigeno con aire atmosferico.
  5. 5. - Un metodo según una cualquiera de las reivindicaciones anteriores, que comprende ademas hacer pasar la segunda corriente de purga a traves del reactor de adsorcion por oscilacion para generar una segunda corriente de recuperació dne CO2, teniendo la segunda corriente de purga una composicion diferente a la de la purga de vapor.
  6. 6. - Un metodo segú unna cualquiera de las reivindicaciones anteriores, en el que la corriente de escape de reactor, la purga de vapor y la segunda corriente de purga, si se usa, corresponden a al menos el 99% en volumen de todos los flujos de gas introducidos en el reactor de adsorcion por oscilacion durante el ciclo de adsorcion por oscilacion de presion.
  7. 7. - Un metodo segú unna cualquiera de las reivindicaciones anteriores, que comprende ademas separar la corriente de recuperació dne CO2 en una corriente de producto de CO2 y agua, contiendo la corriente de producto de CO2 al menos el 90% en volumen de CO2.
  8. 8. - Un metodo para la produccion de N2 y CO2 a partir de una corriente de escape de reactor, que comprende: comprimir un gas de escape recirculado para generar un gas de escape de recirculacion comprimido, teniendo el gas de escape de recirculacion comprimido una temperatura de recirculacion de desde 400°C hasta 500°C y una presion de recirculacion de desde 10 bara (1,0 MPaa) hasta 30 bara (3,0 MPaa), comprendiendo el gas de escape recirculado al menos el 70% en volumen de N2 y al menos el 10% en volumen de CO2 ;
    separar CO2 de N2 en al menos una parte del gas de escape de recirculacion comprimido en un proceso de adsorcion por oscilacion de presion ciclico, comprendiendo un ciclo de proceso:
    producir N2 y CO2 a partir de una corriente de escape de reactor el metodo segun la reivindicac sioengú 1n, siendo la corriente de escape de reactor la al menos una parte del gas de escape de recirculacion comprimido, difiriendo la temperatura de adsorcion de la temperatura de recirculacion en menos de 20°C y difiriendo una presion de adsorcion de la presion de recirculacion en menos de 1 bar (0,1 MPa); y teniendo la corriente de N2 recuperada una temperatura que difiere de la temperatura de recirculacion en 20°C o menos; y
    separar la corriente de recuperació dne CO2 en una corriente de producto de CO2 y agua, conteniendo la corriente de producto de CO2 al menos el 90% en volumen de CO2 ,
    en el que la al menos una parte del gas de escape de recirculacion comprimido y la purga de vapor comprenden al menos el 95% en volumen de los gases introducidos en el reactor de adsorcion por oscilacion durante un ciclo de proceso.
  9. 9. - Un metodo según una cualquiera de las reivindicaciones anteriores, en el que la corriente de producto de CO2 comprende ademas N2 y en el que la temperatura de la corriente de N2 recuperada es al menos la temperatura de adsorcion.
  10. 10. - Un metodo seg uúnna cualquiera de las reivindicaciones anteriores, en el que el gas de escape recirculado tiene una concentracion de CO2 de entre el 5% en volumen y el 20% en volumen, preferiblemente entre el 10% en volumen y el 20% en volumen y/o una concentracion de O2 del 1% en volumen o menos.
  11. 11. - El metodo seg uúnna cualquiera de las reivindicaciones anteriores, en el que el carbonato de metal alcalino es carbonato de potasio, carbonato de litio y/o carbonato de sodio y en el que el metal alcalinoterreo y/o metal de transicion es uno que forma el óxido en un estado de oxidacion 2 y/o 3, preferiblemente en el que el adsorbente comprende al menos uno de carbonato de litio o carbonato de potasio y al menos uno de óxido de lantano, óxido de itrio y óxido de magnesio.
  12. 12. - Un metodo seg uúnna cualquiera de las reivindicaciones anteriores, que comprende ademas volver a presurizar el reactor de adsorcion por oscilacion hasta una presion de al menos 10 bara (1,0 MPaa) con la corriente de escape de reactor o el gas de escape de recirculacion comprimido.
  13. 13. - Un metodo seg uúnna cualquiera de las reivindicaciones anteriores, en el que reducir la presion en el reactor de adsorcion por oscilacion comprende (i) emitir una primera corriente de reduccion por soplado desde el extremo delantero del reactor y/o (ii) emitir una segunda corriente de reduccion por soplado desde el extremo delantero del reactor y una tercera corriente de reduccion por soplado desde un extremo trasero del reactor tras emitir la primera corriente de reduccion por soplado.
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