(57)【要約】  熱回収法では、フィッシャー−トロプシュ合成反応器から出てくる製品流を、同フィッシャー−トロプシュ反応器の冷却剤として使用する。次にこの流れを、付随する有機ランキンサイクルにおける作動液体として使用する。このようにして、フィッシャー−トロプシュ反応器から出る廃熱を、フィッシャー−トロプシュ装置内の軸作業に効率的に転換することが出来る。次に、フィッシャー−トロプシュ液体を、反応器の製品流中に再循環することが出来る。【選択図】図２
2014530323.tif 000002
【特許請求の範囲】
【請求項１】
廃熱を回収する方法であって、
有機液体冷却剤流を反応器の熱交換システムの低温側に導入し、そこで冷却剤を蒸発させて冷却剤の蒸気流を作って反応器を冷却し、
冷却剤蒸気流を反応器の熱交換システムの低温側から取り出し、
冷却剤蒸気流を有機ランキンサイクルに導入し、作業性を回復して冷却剤蒸気流を高圧液体冷却剤に転換し、そして
高圧液体冷却剤を有機液体冷却剤流に導入し、有機液体冷却剤は反応器で生成した炭化水素製品の留分から得られる
ことからなる方法。
【請求項２】
反応器がフィッシャー−トロプシュ反応器であることを特徴とする請求項１に記載の方法。
【請求項３】
反応器が固定床フィッシャー−トロプシュ反応器であることを特徴とする請求項２に記載の方法。
【請求項４】
反応器がスラリーフィッシャー−トロプシュ反応器であることを特徴とする請求項２に記載の方法。
【請求項５】
反応器が流動床反応器であることを特徴とする請求項２に記載の方法。
【請求項６】
有機液体冷却剤が少なくとも８０％のＣ６−Ｃ１２炭化水素からなることを特徴とする請求項１に記載の方法。
【請求項７】
有機液体冷却剤が少なくとも９０％のＣ６−Ｃ１２炭化水素からなることを特徴とする請求項６に記載の方法。
【請求項８】
有機液体冷却剤が少なくとも９５％のＣ６−Ｃ１２炭化水素からなることを特徴とする請求項６に記載の方法。
【請求項９】
有機液体冷却剤が少なくとも９０％の非芳香族Ｃ６炭化水素からなることを特徴とする請求項６に記載の方法。
【請求項１０】
有機液体冷却剤の臨界温度（Ｔｃｒｉｔ）が１９０℃と３５０℃の間にあることを特徴とする請求項１に記載の方法。
【請求項１１】
有機液体冷却剤の臨界温度（Ｔｃｒｉｔ）が反応器の熱交換システムの低温側から取り出される冷却剤蒸気流の温度より少なくとも５℃高いことを特徴とする請求項１に記載の方法。
【請求項１２】
有機液体冷却剤の臨界温度（Ｔｃｒｉｔ）が反応器の反応温度より高いことを特徴とする請求項１に記載の方法。
【請求項１３】
反応器から出てくる製品流を冷却剤留分を含む複数の留分に分離して、冷却剤留分を補充用として有機液体冷却剤流に導入し、液体冷却剤流からパージ流を取り出すことを特徴とする請求項１に記載の方法。
【請求項１４】
冷却剤留分の飽和温度が反応器が熱交換システムの低温側と同じ圧力の時の反応器の温度に近いことを特徴とする請求項１３に記載の方法。
【請求項１５】
冷却剤留分の沸点（Ｔｂｏｉｌ）が３０℃と１００℃の間にあることを特徴とする請求項１３に記載の方法。
【請求項１６】
冷却剤留分が主としてＣ６−Ｃ１２炭化水素からなることを特徴とする請求項１３に記載の方法。
【請求項１７】
冷却剤留分が沸点（Ｔｂｏｉｌ）範囲が２０℃と２２０℃の間にあるナフサ留分からなることを特徴とする請求項１３に記載の方法。
【請求項１８】
さらにパージ流を製品流に導入することからなる請求項１３に記載の方法。
【請求項１９】
有機ランキンサイクルが、
冷却剤蒸気流をほぼ等エントロピー条件下で膨張器に導入して、過熱蒸気を生成し、
過熱蒸気を回収熱交換器の高温側に導入し、
過熱蒸気を凝縮して液体冷却剤流とし、
液体冷却剤流を回収熱交換器の低温側を通してポンプで送り、そして
液体冷却剤を冷却剤の循環流に導入する
工程からなることを特徴とする請求項１に記載の方法。
【請求項２０】
反応器の温度が１００℃と３５０℃の間で維持されることを特徴とする請求項１に記載の方法。
【請求項２１】
反応器の温度が２２０℃と２５０℃の間で維持されることを特徴とする請求項１に記載の方法。
【請求項２２】
冷却剤蒸気流が２０℃と５０℃の間の温度で凝縮されて液体冷却剤となることを特徴とする請求項１に記載の方法。
【請求項２３】
膨張器が多段膨張器からなり、膨張器の少なくとも１つの段の間にある過熱蒸気を、反応器以外の熱源で加熱することを特徴とする請求項１９に記載の方法。
【請求項２４】
さらに反応器以外の熱源で熱交換することにより高圧液体冷却剤の温度を上げることからなる請求項１に記載の方法。
【発明の詳細な説明】
【背景技術】
【０００１】
フィッシャー−トロプシュ合成は、水素と一酸化炭素を含有する合成ガス（シンガス）を長鎖炭化水素化合物に転換する接触化法である。１９２０年代にフランツ  フィッシャーとハンス  トロプシュがそれを発明して以来、その方法とそれの変形法は、石炭の液化とガスの液化操作で通常用いられてきた。フィッシャー−トロプシュ縮合法は、適当な触媒の存在下、一般に温度を上げて（例えば、１００から３５０℃、１２５から３００℃、あるいは好ましくは１７５から２５０℃）及び／又は圧力を上げて（例えば、５から１００ｂａｒ、あるいは好ましくは１２から５０ｂａｒ）、一酸化炭素と水素を長鎖炭化水素、主としてパラフィン炭化水素に転換する反応である。フィッシャー−トロプシュ反応は、生成する“ＣＨ２”当たり大凡１４５ｋＪの熱を発生する発熱反応である。フィッシャー−トロプシュ反応を用いて、ＬＰＧ、ナフサ、灯油、軽油留分を含む一連の炭化水素燃料を調製することが出来る。フィッシャー−トロプシュ反応における製品の選択性は温度と圧力に依存するので、希望する製品混合物を得たり触媒損傷を避けるために、迅速に反応熱を除去することが重要である。温度が上昇すると、結果として望ましくないメタンの選択性が増えたり、あるいは炭素が析出したりする（Ｓｔｅｙｎｂｅｒｇ，  Ａｎｄｒｅ  ａｎｄ  Ｍａｒｋ  Ｄｒｙ，  Ｆｉｓｈｅｒ−Ｔｒｏｐｓｈ  Ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ．  Ａｍｓｔｅｒｄａｍ：  ４：  Ｅｌｓｅｖｉｅｒ，  ２００６）。フィッシャー−トロプシュ反応器では、通常冷却液として沸騰水を使い、それから発生する蒸気を使って軸作業を行うことが出来る。
【０００２】
有機ランキンサイクル概念は、Ｈ．  ＴａｂｏｒとＬ．  Ｂｒｏｎｉｃｋｉが、“排気ガスから分かれた蒸気が通常過熱されるランキンサイクルに基づくタービンの操作方法“を提供する目的で、蒸気タービンの特許を取得した１９６２年までさかのぼる（Ｔａｂｏｒらへの米国特許３，０４０，５２８号明細書参照）。ＴａｂｏｒとＢｒｏｎｉｃｋｉは、回収熱交換器システムを稼働させることにより、重流体を使用するランキンサイクルの効率を改善して、蒸気を使用する類似のシステムの効率と同等ないしはより良くすることが出来た。有機ランキンサイクルは、過去５０年にわたって発達して、現在は低温熱源から発電する方法に広く使われている（Ｑｕｏｌｉｎ，  Ｓｙｌｖａｉｎ及びＶｉｎｃｅｎｔ  Ｌｅｍｏｒｔ，  “Ｔｅｃｈｎｉｃａｌ  ａｎｄ  Ｅｃｏｎｏｍｉｃａｌ  Ｓｕｒｖｅｙ  ｏｆ  Ｏｒｇａｎｉｃ  Ｒａｎｋｉｎｅ  Ｃｙｃｌｅ  Ｓｙｓｔｅｍ”，  工業におけるエネルギーの経済性と管理に関する第５回ヨーロッパ会議（Ａｐｒｉｌ  １４  ｔｏ  １７，  ２００９）参照）。
【０００３】
上記の有機ランキンサイクル用作動流体が、多く開発、提案されている。最近の特許には、広い温度範囲で使用可能で、熱的に安定で、自然発火温度が高く、凝固点が低く、臨界温度が高く、環境に優しくて人の使用に安全な、市販されている有機物である作動流体の開発に関するものがある（本明細書で参照されている、Ｚｉｍｒｏｎらへの米国特許７，２２５，６２１号明細書参照）。フィッシャー−トロプシュ法は、二元熱源有機ランキンサイクル（ＤＯＲＣ）と呼ばれる有機ランキンサイクルの一変形用の潜在熱源として提案されている。ＤＯＲＣの発明者は、かなりの量の低級及び中級の廃熱が同時に使用できる、非常に重要な（しかし見逃されている）場合が数多くある、と述べている。フィッシャー−トロプシュ合成（ＦＴＳ）反応器では、５００から６５０Ｋで数１００メガワットを受け入れ不可で、またより低い温度では凝縮器で、そのより少ない量が受け入れ不可である（Ｄｏｔｙへの米国特許出願公開２０１０／０３０００９３Ａ１号明細書（ｓｅｒｉａｌ  Ｎｏ．  １２／６７３，５５４）２００７年１１月２５日出願、発明の名称：ガス分離付き高温二元熱源有機ランキンサイクル）。従って、有機ランキンサイクルを用いてフィッシャー−トロプシュ法から廃熱を回収する改良法を開発する余地がある。
【発明の概要】
【０００４】
発明の一実施形態では、フィッシャー−トロプシュ合成反応器から出てくる製品流を、冷却液として使用している。次にこの流れを、付随する有機ランキンサイクルにおける作動流体として使用する。このようにして、フィッシャー−トロプシュ反応器から出る廃熱を、フィッシャー−トロプシュ装置内の軸作業に効率的に転換することが出来る。次に、フィッシャー−トロプシュ流体を、反応器の製品流中に再循環することが出来る。
【０００５】
発明の別の実施形態では、廃熱を回収する法は、高圧有機液体冷却剤流を反応器の熱交換系の低温側に導入し、そこで冷却剤を蒸発させて冷却剤蒸気流とすることにより、冷却剤で反応器を、好ましくはほぼ恒温状態で冷却し、反応器の熱交換系の低温側から冷却剤蒸気流を取り出し、冷却剤蒸気流を有機ランキンサイクルに導入して作業を発生させて冷却剤蒸気流を高圧液体冷却剤に変換して、その高圧液体冷却剤を反応器の熱交換系の低温側に再導入することにより繰り返し使用の輪を完結させる、ことからなり、その際、有機液体冷却剤は、反応器で生成する炭化水素製品の留分から得られる。好ましくは、反応器は触媒フィッシャー−トロプシュ法に基づく。より好ましくは、反応器は固定床式フィッシャー−トロプシュ反応器、流動床式フィッシャー−トロプシュ反応器又はスラリー式フィッシャー−トロプシュ反応器である。有機液体冷却剤は、好ましくは少なくとも８０重量％のＣ６−Ｃ１２炭化水素、より好ましくは少なくとも９０重量％のＣ６−Ｃ１２炭化水素、更により好ましくは少なくとも９５重量％のＣ６−Ｃ１２炭化水素よりなる。なおより好ましくは、炭化水素は、非芳香族Ｃ６である。反応器は、好ましくは約１００と約３５０℃の間の温度、より好ましくは約２２０と約２５０℃の間の温度に保たれる。
【０００６】
発明の更に別の実施形態では、廃熱を回収する法は、有機液体冷却剤流を反応器の熱交換系の低温側に導入し、反応器の熱交換系の低温側から冷却剤蒸気流を取り出し、冷却剤蒸気流を有機ランキンサイクルに導入して熱を回収し、冷却剤蒸気流を高圧液体冷却剤に変換し、その高圧液体冷却剤を有機液体冷却剤流に導入し、反応器から出てくる製品流を取り出し、その製品流を冷却剤留分を含む複数の留分に分離し、冷却剤留分を補充用として有機液体冷却剤流に導入し、そして有機液体冷却剤流からパージ流を除去することからなる。好ましくは、反応器の熱交換系の低温側の操作圧力における冷却剤留分の沸点温度が、反応器の操作温度と大よそ同じである。好ましくは、パージ流は反応器から取り出された製品流に導入される。
【０００７】
発明の他の形態及び特徴は、以下に示す図面及び詳細な説明から明らかとなるであろう。
【図面の簡単な説明】
【０００８】
【図１】液体冷却剤再循環付きの代表的な固定床式フィッシャー−トロプシュ反応器を示す。
【図２】有機ランキンサイクル用熱源としてのフィッシャー−トロプシュ反応器の代表的な工程系統図を示す。
【図３】ｎ−ヘキサンを作動流体とする、図２の工程系統図から得られるランキンサイクルの代表的な温度−エントロピー図を示す。
【図４】ｎ−デカンを作動流体とする、図２の工程系統図から得られるランキンサイクルの代表的な温度−エントロピー図を示す。
【図５】いくつかの流体を用いるランキンサイクルの効率を示す図である。
【発明を実施するための形態】
【０００９】
多くの化学工場には、低温、例えば、約２５０℃未満で入手可能な熱が豊富にある。蒸気ランキンサイクルは、該低温で非効率であることが知られている。ある面において、本開示の方法は、反応器の製品流から出てくるフィッシャー−トロプシュ流体を、同じフィッシャー−トロプシュ反応器における冷却剤として使用し、かつフィッシャー−トロプシュ反応器を主たる熱源として使用する有機ランキンサイクル用の作動流体としても使用する点で、従来技術とは異なる。該開示では、高パラフィン製品流を目標としてコバルト系触媒を用いる固定床反応器における低温フィッシャー−トロプシュ反応（２２０℃−２５０℃）に焦点を当てております。本方法は、上記温度範囲及び１００℃と３５０℃の間の温度範囲で他のフィッシャー−トロプシュ反応器構成にも適用可能であり、その構成では、他の触媒、例えば鉄系触媒を上記温度範囲の高温側での操作に用いても良い。好ましくは、フィッシャー−トロプシュ反応器の製品流から取り出した蒸留物留分を、フィッシャー−トロプシュ反応器を主たる熱源とする有機ランキンサイクル用の作動流体として使用する。該作動流体は、有機ランキンサイクルに使用した後に、製品流に再循環することができる。
【００１０】
簡単な概要としては、図１を参照しながら、フィッシャー−トロプシュ法用の代表的固定床式反応器１０を示す。そのような反応器は、業界で知られている（例えば、Ｓｃｈｒａｕｗｅｎへの米国特許出願公開第２００８／０１１８０１８Ａ１号明細書参照）。主としてＣＯとＨ２からなる合成ガス原料１２が反応器１０に入り、反応が起こる触媒充填管１４を通過する。触媒反応においては、原料流はメタン（Ｃ１）からＣ６４及び高次の範囲にわたる長鎖炭化水素に転換し、その混合物が合成される。製品は、反応器の製品出口１６より流出する。製品は、下流で（図示せず）蒸留により分離される。反応器をほぼ恒温に維持するために、反応器の外殻側１８で冷却剤を恒圧で沸騰させる。かなりの冷却剤速度を管全体にわたって維持することにより、熱伝導率を高く維持する。反応器を通る冷却剤の全質量流量が少量であっても、再循環ポンプ２２の付いた冷却剤の再循環ループ２０によって冷却剤速度は管全体にわたって高く維持される。新しい冷却剤を反応器系に投入する際に温度勾配が生ずるのを避けるために、液体冷却剤入口流２４を冷却剤再循環流２０中に導入する。好ましくは、再循環冷却剤流は、反応器中で恒温が維持されるようにその沸点に近い温度に維持され、そして熱は潜熱として冷却剤に吸収されることにより、冷却剤は沸騰して飽和蒸気として反応器の蒸気冷却剤出口２６から取り出される。反応器の温度は、長期稼働中好ましくは２２０℃と２５０℃の間、より好ましくは２３０℃と２４０℃の間の温度に維持されるが、反応器の温度は、不活性化による触媒活性損を補うために触媒寿命を少し超えて上昇させても良い。熱交換器の低温側の圧力を調製して、反応器の低温側と高温側間の温度差を同じに維持して熱伝達と冷却剤の流速を均衡させる必要がある。新しい液体冷却剤２４を冷却剤環状路に添加して、飽和蒸気２６として取り出された冷却剤を平均化する。
【００１１】
図２を参照すると、有機ランキンサイクル用装置と一体化した熱源として、固定床式フィッシャー−トロプシュ反応器を構成する代表的な工程系統図が開示されている。上記代表的な工程系統図では、飽和冷却剤蒸気３２が反応器３０の上部から抜き出されて、有機ランキンサイクル用作動流体として使用される。比較的高圧の飽和蒸気３２が、膨張器３４を通過して軸作動を引き起こす。多くの有機流体は、飽和蒸気状態から等エントロピー膨張するが凝縮はしないような乾燥性を有している。かくて、膨張器出口流３６は過熱蒸気であり、回収熱交換器３８の高温側を通過して過熱蒸気から熱を回収することが出来る。低圧蒸気４０は、回収熱交換器３８から出て凝縮器４２に入り、そこで蒸気は凝縮して飽和液体流４４になる。作動流体ポンプ４６は、凝縮液体流４４を送液し、液体流４４は液体冷却剤４８の高圧流になる。高圧液体冷却剤流４８は、新しい液体冷却剤入口流５０として反応器冷却剤再循環環状路５２に戻る前に、回収熱交換器３８で予熱される。
【００１２】
発明の一実施形態では、反応器冷却剤再循環環状路５２の質量流速は、冷却剤入口流５０より著しく大きい。これにより、冷却剤再循環環状路５２の熱容量率が液体冷却剤入口流５０よりも大きくなり、そのため反応器の管が著しく低い温度にさらされることはなくなる。反応器と有機ランキンサイクル（“ＯＲＣ”）構成にもよるが、冷却剤再循環流５２は、液体冷却剤入口流５０の質量流速の２から２０倍、好ましくは２から１０倍の範囲にあるのが良い。例えば、図２に示したのに似た変更のない基線ＯＲＣについては，  冷却剤入口５０は約９０℃の温度で良い。実用目的では、上記温度を達成するために冷却剤入口流に対する冷却剤再循環環状路の非常に高い質量流量比が必要であり、そして反応器の交換器の低温側に入る冷却剤の温度低下は最小になる。従って、回収熱交換器で回収された熱の他にフィッシャー−トロプシュの装置から出る追加の熱源を統合して、冷却剤が再循環環状路に入る前に冷却剤入口流温度を上げる発明の形態を使用することが望ましい。一例として、冷却剤入口流は、追加の熱源で約１４５℃に加熱される。冷却剤入口流は再循環環状路流に導入され混合し、混合物が反応器の交換器の低温側に入る前に２３０℃の温度で飽和液になる。得られた冷却剤の混合物が、２３０℃の反応器にある残りの冷却剤より高々５℃位温度が低いのが望ましいかもしれない。冷却剤入口流を約１４５℃に加熱して２２５℃で再循環環状路の冷却剤混合物を得るためには、再循環環状路の質量流量は、冷却剤入口流の約９倍でなければならない。
【００１３】
４つの再加熱段階、５つの膨張器、２つの圧力レベルと分割回収熱交換器（図示せず）を含む、ヘキサンを使うＯＲＣによる発明の別の形態では、冷却剤入口流の温度は１８８℃でも良い。冷却剤入口流は再循環環状路流と混合し、混合物は２３０℃の温度で飽和液になる。この場合、得られた冷却剤の混合物が、２２０℃の反応器にある残りの冷却剤より高々１０℃位温度が低いのが望ましい。この２２０℃を達成するためには、再循環環状路の質量流量は、冷却剤入口流の約２倍でなければならない。この実施形態では、ＯＲＣの全熱負荷の約７５％をフィッシャー−トロプシュ反応器から供給。残り２５％の熱負荷は、フィッシャー−トロプシュ装置と結合している他の工程装置における関連工程から提供されても良い。例えば、フィッシャー−トロプシュ反応器の大凡の温度の熱源を、膨張器の段階の間にある少なくとも一つの再加熱の段階に使用しても良い。低温の他の熱源をＯＲＣと統合して、反応器の交換器にポンプで送り返される高圧冷却剤のような低温流を加熱しても良い。
【００１４】
フィッシャー−トロプシュ反応器から出る製品の蒸留留分を、液体冷却剤として使うのが好ましい。典型的なフィッシャー−トロプシュ反応では、反応器の原料流２８として使用される合成ガスは、主としてＨ２とＣＯで良く、以下のモル留分組成を有している：０．３０８ＣＯ；０．０２８ＣＯ２；０．６１９Ｈ２；０．００１Ｈ２Ｏ；０．０３８Ｎ２；０．００７Ａｒ；及び微量のＯ２、ＣＨ４。フィッシャー−トロプシュ反応器で形成される典型的な反応生成物は、大部分が炭化水素で、ｎ−アルカン類が優勢、イソパラフィン類とオレフィン類（主としてアルファオレフィン類）がいくらか生成するか微量で、他に芳香族類が少々。典型的な製品流５４は、以下のモル留分組成を有している：０．１７８ＣＯ；０．０４９ＣＯ２；０．３３３Ｈ２；０．３２４Ｈ２Ｏ；０．０６３Ｎ２；０．０１１Ａｒ；及び炭化水素、０．０２５（Ｃ１−Ｃ４）；０．００８（Ｃ５−Ｃ１１）；０．００５（Ｃ１２−Ｃ２２）；０．００４（Ｃ２３−Ｃ６４）。製品流５４は、蒸留装置５６に送られる。フィッシャー−トロプシュ反応製品用に業界で知られている、従来の蒸留留分装置を用いても良い（本明細書で参照されている、Ｐｏｓｔｈｕｍａらへの米国特許第５，４８６，５４２号明細書及びＯｌｉｖｉｅｒらへの米国特許第６，８５５，２４８号明細書参照）。本願発明の有機ランキンサイクルに望ましい蒸留留分の純度を得るためには、最初の蒸留留分を引き続き蒸留するか、あるいは蒸留塔から側留分を取り出す必要がある。製品から得られる望ましい留出液を、新しい作動流体補充液５８として本工程の有機ランキンサイクル側に送る。新しい作動流体補充液は、作動流体ポンプの入口で凝縮液流４４に導入するのが好ましい。作動流体滲出液流を、作動流体ポンプ４６の出口で高圧作動流体流４８から取り出すことが出来る。補充用として使用する留分は、主としてＣ６−Ｃ１２非芳香族炭化水素であり、Ｃ６−Ｃ１２ｎ−アルカン類又はナフサが優勢である。該留分の沸点は、２０℃から２２０℃、好ましくは３０℃から１００℃の範囲にある。補充用として使用する蒸留留分は、沸点が２０℃から２２０℃の範囲にある全範囲ナフサ留分、または沸点が３０℃から１００℃の狭い範囲にある軽ナフサである。新しい作動流体補充液として使用する留分は、好ましくは、少なくとも８０重量％のＣ６−Ｃ１２炭化水素であり、作動流体で使用する炭化水素と同じものである。新しい作動流体補充液は、更に好ましくは少なくとも９０重量％、最も好ましくは少なくとも９５重量％のＣ６−Ｃ１２炭化水素である。炭化水素は、好ましくはＣ６非芳香族炭化水素であるが、しかしＣ６アルカンに限定されるものではない。
【００１５】
狭い沸騰範囲の炭化水素留分が好ましいが、広い沸騰範囲の炭化水素留分でも使用できる。以下に述べる試験型式を使って、質量％で９０％のｎ−ヘキサン、５％のペンタン及び５％のヘプタンの流体混合物によるＯＲＣの状態点を計算した。有機ランキンサイクルにおいて作動流体としての純ヘキサンに使用されたのと同じ一連の仮説では、９０％のｎ−ヘキサン混合物の温度変化は、等圧沸騰（すなわち、図３の状態６８と８０の間の相変化中に、それが定温であり続けることはない）中、約０．６℃であり、等圧凝縮中は約３．５℃である。９０％のｎ−ヘキサン流体混合物でのサイクルの効率は、２５．９％である。純ヘキサンでのサイクルの効率は、２６．３％である（同じ一連の仮説での蒸気サイクルの効率は、２０．６％である）。
【００１６】
フィッシャー−トロプシュ（ＦＴ）反応製品流の沸騰留分を使ってＦＴ反応器で熱を回収することには、数々の利点がある。例えば、外殻側と管側の間の漏洩は、ほとんど重要ではない、何故なら冷却剤（または作動流体）は反応製品の一つなのだから。また、時間の経過と共に作動流体が劣化するのでそれを連続的に精製してサイクルを保全し続けることができるように、ＦＴ装置により、流体の供給源を即時提供する。大抵の有機ランキンサイクルは、最大温度を通常１００℃から３００℃の範囲にして化学安定性を確保するために、温度を限定して稼働しなければならない。流体を絶えず精製することにより、劣化する製品を除去できるので、上限温度を上昇することが出来る。投入温度を高めることにより、サイクルの効率をより良くすることが出来る。
【００１７】
図３を参照して、図２の工程系統図に対応する有機ランキンサイクルの代表的なエネルギーサイクルを示す。液体冷却剤／作動流体として純ｎ−ヘキサンを使用する有機ランキンサイクルの一例に基づいて、エネルギーサイクル１００を示す。ｎ−ヘキサンの飽和状態の座位が、図上輪を形成する破線６０で示されており、液相６２は輪の左に、蒸気相６４は輪の右に、そして飽和液と飽和蒸気６６の混合物は輪の内部に示されている。工程では、飽和冷却剤蒸気６８は反応器から抜き取られる。飽和蒸気は膨張器を通過して流れから軸作業を取り出すので、温度はほぼ等エントロピー条件下で低下して、飽和蒸気は過熱蒸気７０になる。過熱蒸気は回収熱交換器を通過して更に冷やされて、過熱温度より少し上のほぼ飽和蒸気流７２になる。蒸気流７２は冷却器を通過して飽和液体７４になる。飽和液体はポンプでより高圧７６に加圧されて、回収熱交換器で予熱さて液体冷却剤流７８を形成し、そして再循環反応器冷却剤流８０に導入される。このエネルギーサイクルで回復された軸作業は、エネルギーサイクル１００のポイント６８から７０への飽和蒸気のほぼ等エントロピー膨張によって表される。
【実験モデル】
【００１８】
プラント工程シミュレーションモデルを造って、液体燃料、化学品とパワーを石炭ガス化工程から同時に製造することにより資源効率を最大化する方策を研究した。典型的なプラント熱流には、蒸気ランキンサイクルが非効率であることが知られている低温（２５０℃未満）で利用できる多量の熱があることを示している。プラント工程シミュレーションモデルにおいて使用する単一で最大の低温熱源は、フィッシャー−トロプシュ反応器であり、それは合成ガスを有用な液体やワックスに変換する。これは発熱反応なので、大幅に熱負荷を掛けることは出来ないが、望む製品を製造するためには２４０℃の運転温度を保持しなければならない。実験モデルに基づき、ランキンサイクルで有機作動流体を使用することは、フィッシャー−トロプシュ反応器から出る熱を軸作業に転換するために蒸気を使用することより効率的な選択肢である。
【００１９】
この作業のために、国立標準技術研究所（ＮＩＳＴ）によってＲＥＦＰＲＯＰ  ８．０  （Ｌｅｍｏｎ，  Ｈｕｂｅｒ  ＆  ＭｃＬｉｎｄｅｎ，  ＮＩＳＴ  Ｓｔａｎｄａｒｄ  Ｒｅｆｅｒｅｎｃｅ  Ｄａｔａｂａｓｅ  ２３：  Ｒｅｆｅｒｅｎｃｅ  Ｆｌｕｉｄ  Ｔｈｅｒｍｏｄｙｎａｍｉｃ  ａｎｄ  Ｔｒａｎｓｐｏｒｔ  Ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ−ＲＥＦＰＲＯＰ，  Ｖｅｒｓｉｏｎ  ８．０．  Ｇａｉｔｈｅｒｓｂｕｒｇ，  ＭＤ，  ２００７）に編集されている熱力学デーダベースを使用して、他に断らない限り、流体を純物質としてモデル化している。フィッシャー−トロプシュ反応器から出る工程側の熱の負荷に対する流体状態及び関連工程を、ペン−ロビンソン状態方程式を用いてアスペンテックのアスペンプラス（登録商標）モデルソフトウェアにおけるボストン−マシアスアルファ関数（ＰＲ−ＢＭ）で計算する。
【００２０】
【表１】
2014530323.tif 000003
【００２１】
上記乾燥流体の記述で用いられた有機ランキンサイクル（ＯＲＣ）モデルは、高温、Ｔｓｏｕｒｃｅ、の熱源と低温、Ｔｓｉｎｋ、の放熱器の間で作動する。比エントロピー（Ｔ−ｓ）対温度に関する有機ランキンサイクルの流体状態が、図４に示されている。この例では、デカンが作動流体に使用されている。２相領域の境界である流体飽和状態が、Ｔ−ｓ図上の破線で示されている。サイクルは、低圧、Ｐｌｏｗ、及びサイクル最低温度、Ｔｍｉｎ、で、飽和液体として状態１において始まる。流体は、状態２において高圧、Ｐｈｉｇｈ、にポンプで押し上げられる。次に、高圧液体は状態２から状態４に予熱され、熱源からの熱移動により状態４から状態５へ沸騰する（後に明確になる理由により、ここでは状態３を飛ばした）。その乾燥性の故に、流体は状態５の飽和蒸気から状態６の低圧での過熱蒸気状態へと直接膨張することが出来る。次に、低圧蒸気は冷えて凝縮して、状態１の低圧液体に戻る。
【００２２】
乾燥液体を膨張させる場合の一つの結果としては、図４の状態６の膨張器出口流がＴ６＞Ｔｍｉｎように上昇させた温度で過熱蒸気になる。従って、状態２から状態４に現れる予熱工程の一部として、低圧蒸気流から高圧蒸気流への熱伝達の機会がある。回収熱交換器を設置して過熱した膨張器出口流から熱を回収することにより、必要な熱入力を減らしてサイクルを稼働させる。熱い蒸気が状態６で直接膨張器から回収熱交換器に入り、状態７で回収熱交換器から出てゆく。冷たい流れが、状態２で高圧液体として回収熱交換器に入り、状態３で幾分上昇した温度で回収熱交換器から出てゆく。
【００２３】
サイクル状態の計算を以下に述べる。状態１は、放熱器温度より少し高い温度の飽和液体であり、Ｔ１＝Ｔｓｉｎｋ＋ΔＴｍｉｎのように熱伝達を確実に行う。状態１により、有機ランキンサイクルの低圧等圧線、Ｐｌｏｗ＝Ｐ１が決まります。高圧、Ｐｈｉｇｈ、は状態５の膨張器入口条件で決まる。乾燥流体には過熱は必要ないので、状態５は、Ｔ５＝Ｔｓｏｕｒｃｅ−ΔＴｍｉｎであるように温度が熱源温度より少し低い飽和蒸気である。従って、サイクルの高圧は、Ｐｈｉｇｈ＝Ｐ５＝Ｐｓａｔ（Ｔ５）のような温度Ｔ５での流体の飽和圧力である。
【００２４】
低圧と高圧の範囲を明確にして、残りの状態点を決めることが出来る。状態４は、高圧、Ｐ４＝Ｐｈｉｇｈで飽和液体である。状態２は、ポンプは両方向に使えると最初に仮定することにより明確になり、Ｐ２，ｒｅｖ＝Ｐｈｉｇｈ及びＳ２，ｒｅｖ＝Ｓ１のように、状態１からの等エントロピー加圧に相当する状態２ｒｅｖを生じる。状態２ｒｅｖを明確にして、等エントロピーポンプ効率、ηｐｕｍｐ、を使ってｈ２を見出し、そのようにして状態２を明確にする。同様にして、可逆膨張器出口状態６ｒｅｖを見い出すことが出来、そこではＰ６，ｒｅｖ＝Ｐｌｏｗ及びＳ６，ｒｅｖ＝Ｓ５である。次に、状態６の比エンタルピーは、等エントロピー膨張器効率、ηｅｘｐ、を仮定することにより決められる。
【００２５】
図４で分かったように、乾燥作動流体を使用する有機ランキンサイクルは、状態３と状態７を回収熱交換器と連係させている。回収熱交換器（状態６から状態７）の高温蒸気流の比熱容量は、低温液体流（状態２から状態３）よりも小さい。従って、回収熱交換器は、Ｔ７＝Ｔ２＋ΔＴｍｉｎのように低温末端で温度低下する。状態７は、圧力Ｐｌｏｗ、温度Ｔ７にあるが、今充分に範囲が明確にされる。状態３のエンタルピーは、回収熱交換器を取り巻く検査体積についての熱力学の第一法則を評価することにより決められる。
【００２６】
表２には、上記した有機ランキンサイクルの状態に関する情報が述べられている。このサイクルの作動流体はデカンである。熱源は、２４０℃の恒温で製造工程から出てくる排熱であり、吸熱源は、３０℃の恒温の冷却水であり、そしてΔＴｍｉｎ＝１０℃の最低温位は、作動流体とすべての状態の熱源または吸熱源の間で保たれている。ポンプ効率と膨張器効率は、ηｐｕｍｐ＝ηｅｘｐ＝０．９に設定される。
【００２７】
【表２】
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【００２８】
デカンを使用する有機ランキンサイクルの特徴は、表３に示されている。純ｎ−ヘキサンと９０％ヘキサンの混合物を使用する比較例も提示されている。蒸気ランキンサイクルの特徴も示されており、二つのサイクルを比較し易くしている。
【００２９】
【表３】
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【００３０】
有機ランキンサイクルは、蒸気ランキンサイクルに対して優れた効率を達成していることが、表３に示されている。サイクル、ｑｉｎ、への比熱伝達率及びサイクル、Ｗｎｅｔ、からの比作業出力はそれぞれ、デカンに対するよりも水に対する方がずっと大きい。この差は、実質デカンの約２０倍も大きい水の潜熱によってもたらされる。従って、ある熱源に対しては、デカンサイクルは蒸気サイクルよりもずっと大きな質量流量を必要とし、同じ速度で吸熱する。また、有機サイクルのポンプ作業入力は、膨張器作業の３．３％を消費するが、それに対して蒸気サイクルのポンプ作業入力は、膨張器出力の０．１％を消費する。このことは、デカンランキンサイクルは、蒸気ランキンサイクルよりもポンプの非効率性に影響され易いことを意味する。
【００３１】
表４には、上記した有機ランキンサイクルの状態に関する情報が述べられているが、このサイクルの作動流体は、ｎ−ヘキサン９０％、ペンタン５％、ヘプタン５％の混合物からなる。このサイクルの作動流体はデカンである。熱源は、２４０℃の恒温で製造工程から出てくる排熱であり、吸熱源は、３０℃の恒温の冷却水であり、そしてΔＴｍｉｎ＝１０℃の最低温位は、作動流体とすべての状態の熱源または吸熱源の間で保たれる。ポンプ効率と膨張器効率は、ηｐｕｍｐ＝ηｅｘｐ＝０．９に設定される。状態は、表４に示すデカンサイクルに類似するサイクルに相当する。
【００３２】
【表４】
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【００３３】
流体選択
有機ランキンサイクルの正しい流体を選択することにより最高の成果を達成する可能性があり、望ましい。流体の選択は、サイクルの効率のみならず、その信頼性、安全性、環境への影響及びコストにも影響する。流体を選別する際に考慮すべきいくつかの要素について、以下に述べる。
【００３４】
流体選択に影響を及ぼす主たる考察の一つは、効率である。ＯＲＣの目的は、熱を軸作業に転換することである。蒸気は害が少なく、どの有機流体よりも手に入り易く、信頼性があり、環境に対する影響が少ないので、蒸気ランキンサイクルよりも作業出力が大きい、蒸気に替わるものがあれば望ましい。
【００３５】
ランキンサイクルの効率は、作動流体の物性とサイクルに使用し得る熱源と吸熱源とに依存する。これを説明すると、考えられる熱源は、Ｔｓｏｕｒｃｅ＝２４０℃の恒温で維持されるフィッシャー−トロプシュ反応のような発熱化学反応である。吸熱源は、質量流量が十分大きくて、Ｔｓｉｎｋ＝３０℃の恒温を維持出来る冷却水である。温度勾配をまたぐ熱伝達は、本来非効率である。従って、上記恒温熱源及び吸熱源があるとすれば、作動流体は、Ｔｓｏｕｒｃｅに出来るだけ近接して吸熱し、またＴｓｉｎｋに出来るだけ近接して排熱した方が良い。これらの熱伝達目標を達成する助けとなる流体物性により、サイクル効率が上昇する。最低温度差、ΔＴｍｉｎ、は、作動流体と熱源または吸熱源の間で保たれて熱伝導を確実に行わせる。
【００３６】
最高サイクル温度上の制約を仮定すれば、乾燥流体は湿潤流体よりも、系内への熱伝導を行わせる温度をより上昇させる。乾燥流体は、飽和蒸気状態から等エントロピー的に膨張した時に凝縮しない。その代わりに、この膨張の結果、流体は過熱蒸気になる。これに対して、湿潤流体は、Ｔ−ｓ図で飽和蒸気線の勾配（ｄＴ／ｄｓ）ｓａｔが負になる。湿潤流体が飽和蒸気状態から膨張した時に、凝縮し始める。
【００３７】
膨張器における凝縮により、問題が二つ生じる。凝縮液滴により、回転する機械の摩擦が失われるので、内部で凝縮が起こっている膨張器の効率は、乾燥ガスが流れる膨張器よりも低い。また、膨張器内の凝縮により摩耗が起こり、機器の耐用年数が低下する。以上の理由により、通常機器には許容凝縮制限があり、膨張器を通過する流体は、膨張器に入る前に過熱することにより上記制限以上になるように保持される。
【００３８】
これに対して、乾燥流体は、図４の状態６で温度を上げて過熱蒸気として膨張器に入る。状態６から冷却水に温度Ｔｓｉｎｋで来る熱を直接排除することにより、エントロピーが発生し、乾燥サイクルに不利になり得る。幸いなことに、過熱膨張器入口流からの熱は、状態６から状態７で大部分回収熱交換器で回収することが出来、状態２から状態３でポンプに入る冷たい液体を予熱するのに使うことが出来る。回収熱交換器を使用することにより、乾燥流体の排熱のための膨張器入口温度の上昇によってもたらされる不利益を打ち消す。
【００３９】
回収熱交換器により、サイクルから排熱する間にエントロピーの発生が低下するが、一方で、サイクルによって吸熱する間にエントロピーの発生もまた低下する。回収熱交換器無しで吸熱する最低作動流体温度はＴ２であるが、回収熱交換器があると、吸熱する最低作動流体温度はＴ３に上昇する。このように、熱源から湿潤流体への熱伝達は、大きな温度勾配をまたいで状態２から状態５まで起こる。熱源から回復した乾燥サイクルへの熱伝達は、ずっと小さな温度勾配をまたいで状態３から状態５までだけで起こる。回収熱交換器により、恒温熱源と恒温吸熱源の間で作動するサイクルの効率は大きく改善する。
【００４０】
湿潤流体に対する乾燥流体の優位性を図５に示しているが、そこではいくつかの流体を使ってランキンサイクルの効率が示されている。水のＰｈｉｇｈは４５０ｋＰａで、製造工程のシミュレーションモデルから得られる低圧蒸気の水準と一致する。エタノールのＰｈｉｇｈは４６９８．８ｋＰａで、膨張器出口で最大湿度を確実に１０％にする。すべてのサイクルのΔＴｍｉｎは１０℃であり、その結果、最大サイクル温度Ｔｍａｘは２３０℃になり、最低温度Ｔｍｉｎは４０℃になる。等エントロピーポンプと膨張器の効率ηｐｕｍｐ、ηｅｘｐは０．９である。ボーマン法則は、湿潤流体に対して有効である。
【００４１】
図５を参照して、２３０℃の最大温度と４０℃の最低温度の間で作動する熱機関用の様々の作動流体に対して、サイクル効率が示されている。効率は、水に対する２０．６％の低範囲から、ドデカンに対する２９．７％の高範囲に及ぶ。上記の温度で作動するサイクルに対するカルノー効率は、３７．８％である。図５において、乾燥流体は、湿潤流体に対して効率上明らかに優位である。乾燥流体の特性を更に明らかにして、使用可能な作動流体の選択の幅を絞り込むことができる。
【００４２】
より高い臨界温度を有する流体には、より低い臨界温度を有する流体より大きな潜熱の入力がしばしば必要である。この潜熱の増加は臨界温度Ｔｃｒｉｔの増加と結びついて、より高温で吸熱を行わせて、その結果サイクル効率が高まる。基線ＯＲＣ効率は、選択流体に対して表５の作動流体臨界温度以下で示されている。示された効率は、２４０℃の恒温熱源、３０℃の吸熱源、０．９のポンプと膨張器の効率の上記仮定に基づいており、回収熱交換器が含まれている。
【００４３】
【表５】
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【００４４】
有機ランキンサイクルの熱力学的効率を変えることはないがその信頼性に影響を及ぼすかもしれない重要な考察が数多くある。三重点温度と化学的安定性について、以下に簡単に述べる。
【００４５】
作動流体に選ばれたいかなる化合物も、サイクルの温度と圧力の範囲内で化学的に安定でなければならない。作動流体は劣化すると、その熱力学的物性が変化して、サイクルを予測不能で効果のないものにする可能性がある。有機化合物の中には、分解すると炭化したり、除去しないと機器の通路をふさいだりするものがある。温度が上昇するにつれ、脱水素は炭化水素にとって特に厄介な問題になり得る。水素ガスは冷却器に捕集され、そこで熱伝達を妨害して体積が増す。従って、冷却器の圧力と温度は増加して、その結果膨張器の圧力比が減少し、作業出力が低下する。
【００４６】
有機化合物の熱安定性は、酸素が存在すると大きく低下するので、空気と水がＯＲＣに入るのは望ましくない。もしサイクルが、囲りより大きいないしは同等の圧力に維持されていれば、系の圧力漏れはすべて外向きになるだろう。標準沸点温度Ｔｂｏｉｌは凝縮する時、圧力を常圧よりも高く維持する流体を素早く見つけ出す助けになる。選択された標準沸点温度を表５に示す。標準沸点は、流体の常圧での飽和温度なので、サイクルが上記常圧以上に止まらなければならい場合に使用できる最低凝縮可能温度である。
【００４７】
有機ランキンサイクルの応用例に対して、多くの流体の熱安定性ついての研究がなされ、その中には種々の冷媒（Ｃａｌｄｅｒａｚｚｉ及びｄｉ  Ｐａｌｉａｎｏ、含有物質としてのステンレスティールと一体化したＲ−１３４ａ，  Ｒ−１４１ｂ，  Ｒ−１３ｌ１，  Ｒ−７１４６，  Ｒ−１２５の熱安定性、冷媒の国際ジャーナル、２０（６）、３８１−３８９（１９９７）；Ｍｏｒｇａｎ，  Ｍｉｌｌｓ，  Ｚａｋａｋ，  Ｒｅｉｎｈｏｌｄ及びＣａｒｒ、太陽熱冷房用ランキンサイクル電力系統に使用される有機作動流体の熱安定性の定量、Ｗａｌｔｈａｍ，  ＭＡ；サーモエレクトロン社、１９８２）；ペンタン（Ａｎｄｅｒｓｅｎ及びＢｒｕｎｏ、有機ランキンサイクルの応用例における化学的安定用流体の迅速選別、Ｉｎｄｕｓｔｒｉａｌ  Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ  ａｎｄ  Ｃｈｅｍｉｓｔｒｙ  Ｒｅｓｅａｒｃｈ、５５６０−５５６６，２００５）、及び他の炭化水素とハイドロフルオロカーボン（Ｊａｉｎ，  Ｄｅｍｉｒｇｉａｎ，  Ｋｒａｚｉｎｓｋｉ，  Ｂｕｓｈｂｙ及びＭａｔｔｅｓ、工業廃熱の動力への転換用ランキンサイクル有機作動流体のさる候補の熱劣化率の測定、アルゴンヌ国立研究所、１９８４）が含まれる。これらの論文は、ＯＲＣ応用例用の作動流体の熱安定性は流体に固有のものであり、許容温度制限値は９０℃から３９６℃までの範囲に及ぶと、一様に結論づけている。劣化の結果、凝縮器で凝縮しないガスが増えることになる。既知の劣化率を減少させる方法もまた研究された（Ｄｏｔｙ及びＳｉｄｄａｒｔｈ、低、中級熱源の変換における改良効率の二元熱源有機ランキンサイクル（ＤＯＲＣ）、ＡＳＭＥ  ２００９  エネルギーの持続可能性に関する第３回国際会議の議事録、サンフランシスコ、ＣＡ  ２００９）。Ｄｏｔｙは、適当に用心しさえすれば、有機作動流体を５２７℃（８００°Ｋ）ほどの高温で使用することも可能である、とまで主張している。作動流体の許容分解率は、流体がある用途に対して何回再生されるかにかかっている。主要なＯＲＣ技術をざっと見てみると、容認し得る熱源温度として８０℃から４００℃までの範囲の温度があげられ、大抵の装置では、１００℃から３００℃までの温度範囲の熱源を目標としている（Ｑｕｏｌｉｎ，  Ｓｙｌｖａｉｎ及びＶｉｎｃｅｎｔ  Ｌｅｍｏｒｔ、“有機ランキンサイクルシステムの技術的及び経済的概観”、工業におけるエネルギーの経済学と管理に関する第５回ヨーロッパ会議、Ｖｉａｍｏｕｒａ，  Ａｌｇａｒｖｅ，  Ｐｏｒｔｕｇａｌ  （１４−１７  Ａｐｒｉｌ  ２００９）参照）。
【００４８】
何であれ実際のシステムを設計しようとすると、実施にかかるコストを考えなければならない。流体は市販されている方が良いので、作動流体の材料費は法外に高いものであってはならない。本発明の実施形態では、作動材料は植物製品から製造されるので、市販されてなくても良い。また、循環量の少ない流体は、機器寸法が小さくて済む。循環量の少ない流体は、その高い臨界温度、高い臨界圧力、低い沸点で確認することが出来る。
【００４９】
類似の流体は、臨界温度がより高いと、それに対応して潜熱もより高い。このように、臨界温度が高い流体は、通常低臨界温度の流体よりも質量流量が少なくて済み、流体への所定の伝熱率が得られる。更に、流体の臨界圧力Ｐｃｒｉｔが高いと、それに対応して最高温度における飽和圧力も高い。高圧の蒸気は、低圧の蒸気よりも密度が高いので、質量流量が同じ場合、高圧の流体に対してよりも、体積流速が低くて済む。圧力が高すぎる場合、管や機器に必要な壁の厚さによりコストが上昇し始める。水の臨界圧力２２０６４ｋＰａは、作動流体の臨界圧力の妥当な上限値となり、ここで考察する有機物の臨界圧力はすべて、水より低い。表５には、選択臨界圧力が挙げられている。
【００５０】
沸点が低いと、凝縮器で圧力は高くなり、それにより凝縮器で流体密度は増加して、体積流量は減少する。上記表６には、水の他にいくつかの有機化合物の臨界圧力が示されている。
【００５１】
表５に示されている、大きさがヘキサンからデカンに及ぶ炭化水素類は、大きさが増すにつれて臨界圧力が減少する。上記アルカン類は、大きさが増すにつれて標準沸点が上昇する。上記傾向のいずれにおいても、ヘキサンのような軽アルカン類を用いる有機ランキンサイクルの方が、デカンのような重アルカン類を用いる有機ランキンサイクルよりも経費が少なくて済む。
【００５２】
多くの工場で、２４０℃程度の恒温熱源が、有機ランキンサイクルにより熱を作業に転換するのに利用できる。流体の選択には、熱力学的性能がまず考慮される。高い臨界温度も、ＯＲＣ転換効率と明確に関係しており、デカンのような長鎖炭化水素は、ヘキサンのような短鎖炭化水素よりも効率的になる。
【００５３】
選択する流体によりＯＲＣ装置のコストは大きく影響され、高い臨界圧力と低い標準沸点が、望ましい性質である。炭化水素がヘキサンのような短鎖であると、デカンのような長鎖炭化水素よりも装置は小型になり、投下資本はより少なくなる。望ましい有機作動流体のＴｂｏｉｌは、約２０℃と２２０℃の間、好ましくは約３０℃と約１００℃の間にある。他の望ましい有機作動流体のＴｃｒｉｔは、約１９０℃と３５０℃の間にある。Ｔｃｒｉｔは、フィッシャー−トロプシュ反応器の熱交換器に入る冷却液蒸気の温度以上であるのがよく、望ましくは反応器の冷却液蒸気温度より５℃以上、好ましくは１０℃以上であるのがよい。上記基準を満たす炭化水素流体の混合物が、有機作動流体として選択することも出来るが、ただし上記範囲にある混合物が、一つの主要な要素と狭いＴｂｏｉｌ範囲または狭いＴｃｒｉｔ範囲を持つのが好ましい。
【００５４】
上記方法には利点がいくつかある。フィッシャー−トロプシュ反応器から出てくる廃熱は、蒸気発生にしばしば使われる。しかし、中圧蒸気には、利用できないかもしれない過熱が必要であり、低圧蒸気は、熱を仕事に転換するには非効率な媒体である。ヘキサンを作動流体に使用する上記の構成の有機ランキンサイクルの転換効率は、２６．２％である。これは同じ熱源を使用する、転換効率が２０．７％の蒸気ランキンサイクルと比べても遜色はない。反応器製品流から取り出した有機冷却剤を使用すると、反応器の外殻側と管側の間の漏出はほとんど重要でないという利点がある。フィッシャー−トロプシュ装置では、有機流体を連続的に再循環して、他のやり方では経年劣化するかも知れない作動流体を無傷に維持出来るようにして、作動流体の供給源が即時得られる。
【００５５】
工場のＦＴ反応器の熱源及び他の熱源から得られる温度分布を標的とする特定仕様のサイクルを構築することにより、ＯＲＣを更にフィッシャー−トロプシュ装置に統合することが出来る。典型的なフィッシャー−トロプシュ装置としては、フィッシャー−トロプシュ反応器系統、改質装置、及び製品蒸留装置や水添分解装置などの関連工程や機器、などがある。反応器は、使用される最大の単一熱源であり、他の熱源は、ＯＲＣが凝縮を起こす温度（最低約２０℃）から大凡３５０℃又は高くても４００℃に分布し得る。有機作動流体は、４００℃の温度で不安定になり、蒸気は恐らくより効率的になり始める。本発明より当業者が理解するように、作動流体をサイクルを通して送って可能な限り最善に回復させることにより、ＯＲＣの所要熱量分布を操作して、熱源と釣り合わせることが出来る。多数の膨張段階の間で、作動流体は、ＦＴ反応器の熱交換器の別々の通路の中でまたは他の熱源で再加熱して、ＦＴ反応器の温度で更に熱を吸収することが出来る。ＯＲＣには別の圧力レベルがあり、工場で得られる熱をすべて１００℃ほどの低温まで使うことが出来る。高圧冷却剤は、反応器の熱交換器以外の熱源、例えば反応器製品流で、ほぼ反応器温度まで加熱することが出来る。上記の変更では、ＦＴ工場から出る多様な熱源を利用しており、ＯＲＣの熱負荷の７５％をＦＴ反応器から得ている。これにより、ヘキサンを作動流体に使用する時にＦＴ熱源を２８．５％の効率で転換する特定仕様のサイクルを作成することが出来る。
【００５６】
発明の形態を上に述べて発明の諸相を説明したが、発明を上記の形態、実施例、図面に限定するものではない。当業者は、本発明の範囲内にある更なる利点、特徴及び同等物を、ここに添えられた特許請求の範囲で明確に説明されている通りに理解するだろう。
【図１】
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【図２】
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【図３】
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【図４】
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【図５】
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【国際調査報告】
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2014530323.tif 000014