Ciclo brayton regenerativo de dióxido de carbono supercrítico con múltiples recuperadores y compresores auxiliares
Antecedentes de la invención
Campo de la invención
La presente invención es aplicable en la industria energética, para la conversión de fuentes de calor a temperatura baja, moderada o alta, que permite generar energía en una turbina con alto rendimiento energético, siendo dicha energía, energía mecánica o eléctrica, en el último caso cuando la turbina está acoplada a un generador eléctrico.
Descripción de la técnica relacionada
El ciclo Brayton regenerativo de dióxido de carbono supercrítico con múltiples recuperadores y compresores auxiliares (denominado "ciclo de recompresión múltiple" de ahora en adelante) mejora la eficiencia energética de la conversión de energía térmica de fuentes de calor de temperatura baja, media y alta a energía mecánica o eléctrica en comparación con el ciclo de recompresión de Brayton regenerativo del estado de la técnica.
En algunos procedimientos utilizados hoy en día (como los ciclos de recompresión del estado de la técnica como el descrito en D. Novales, A. Erkoreka, V. De la Peña, B. Herrazti, Sensitivity analysis of supercritical CO2 power cycle energy and exergy efficiencies regarding cycle component efficiencies for concentrating solar power, Energy Conversion and Management 182 (2019) 430-450) , se utiliza un número máximo de dos recuperadores en serie para recuperar el calor de la salida de la turbina. Sin embargo, la recuperación de calor de este ciclo no está optimizada.
Sumario de la invención
El objeto de la presente invención es mejorar el rendimiento energético de los ciclos de recompresión de dióxido de carbono supercrítico del estado de la técnica mediante la utilización de una nueva configuración de ciclo que mejora el proceso de recuperación de calor.
Se puede utilizar cualquier fuente de calor para el ciclo, como calor de origen solar o de origen nuclear, calor obtenido de la combustión de materias tales como combustibles fósiles, biomasa, residuos o biogás, calor residual procedente de cualquier proceso o cualquier otra fuente de calor que alcance las temperaturas requeridas en la presente invención.
Para la definición del ciclo, el primer paso es definir el número óptimo de recuperadores N a instalar en el ciclo (donde N > 3) . El número óptimo de recuperadores en el ciclo se calcula de la siguiente manera.
En primer lugar, se definen la presión (PTI) y temperatura (Tt i ) en la entrada de la turbina (corriente TI según la Figura 1) y la presión (PRHIn) en la salida de la turbina (corriente RHIn según la Figura 1) . RHIn son las siglas en inglés de Entrada Caliente del Recuperador N, véase la Figura 1. También se define el rendimiento isoentrópico de la turbina (î sT) . A continuación, se obtiene la temperatura de salida de la turbina (TRHIn) utilizando las propiedades termofísicas del CO2 y el valor definido del rendimiento isoentrópico de la turbina, según las ecuaciones (1) a (5) . En ellas hTI representa la entalpía específica de la corriente TI, sTI representa la entropía específica de la corriente TI, hRH¡NS representa la entalpía específica de la corriente RHIn para una expansión adiabática e isoentrópica, hRHiN representa la entalpía específica de la corriente RHIn.
hTI = f (.TT¡iPT¡) (1)
PrHIn = f (PRHINi hRHIN) (5)
Además, se definen la presión (Pentrada) y temperatura (Tentradail) de Entrada del Compresor Principal (corriente MCI de acuerdo con la Figura 1) . La presión de entrada del compresor principal debe ser la misma o menor que la presión de salida de la turbina (presión del estado RHIn de acuerdo con la Figura 1) . La presión de salida del compresor principal (Psaiída) deberá ser igual o superior a la presión de entrada de la turbina (presión del estado TI de acuerdo con la Figura 1) . El rendimiento isoentrópico de cada compresor se define como ^ sC i, siendo i el número del compresor, numerando los compresores de izquierda a derecha en la Figura 1 (es decir, para el compresor principal i = 1, para compresor auxiliar 1 i = 2, etc.) . A continuación, se aplican las ecuaciones (6) a (10) para determinar la temperatura de salida del i-ésimo compresor (TsaUdai) , donde i se define como el número de veces que se han utilizado las ecuaciones (6) a (10) (el número de la iteración) , comenzando con i = 1 para la primera iteración. Tentradaii representa la temperatura de entrada del i-ésimo compresor, hentradaii representa la entalpía específica de entrada del i-ésimo compresor, sentradaii representa la entropía específica de entrada el i-ésimo compresor, hsaída, s, representa la entalpia específica de la salida del i-ésimo compresor para una compresión adiabática e isoentrópica, hsalidai representa la entalpia específica de la corriente que sale del i-ésimo compresor, Tentrada, 1 se define como la temperatura de la corriente MCI y pinchí se define como la mínima diferencia de temperatura entre la corriente fría y la corriente caliente del i-ésimo recuperador.
hentrada, í f{Pentrada, í, Pentrada) (6)
^entrada, i f{j'entrada, i, ^entrada) (7)
hsalída, s, í f iPsalida>^entrada, i) (8)
u u , , hLsalida, s, i l hlentrada, i
hsalída, í hentrada, i + (9)
Vs, C , i
Tsalída, í f (Psalida. hsalída, í) (10)
Una vez obtenida TsaUdai, si no se cumple la ecuación (11) , se aplican de nuevo las ecuaciones (6) a (10) usando TentradaA = Tsalida, i_1 + pinchi_í y Pentrada como punto de partida de la nueva iteración.
Tsalida, i Trhin p inch i (11)
El número óptimo de recuperadores N que pueden incluirse en el ciclo de la presente invención se define como i-1, siendo i el número de la iteración en la que se cumple el criterio de parada (ecuación 11) . Un compresor principal y N-1 compresores auxiliares están asociados a los N recuperadores de acuerdo con la configuración que se muestra en la Figura 1.
En caso de que el criterio de parada (ecuación 11) se produzca cuando TsaUda i « TRH¡N -pinchi, se obtiene un caso particular en el que N recuperadores, un compresor principal y N compresores auxiliares constituyen la configuración óptima.
Por ejemplo, para una presión de entrada de la turbina de 20 MPa, una temperatura de entrada de la turbina de 680 °C, una presión de entrada al compresor principal de 7, 5 MPa, un rendimiento isoentrópico de la turbina del 93% y un rendimiento isoentrópico de todos los compresores del 95%, el número óptimo de recuperadores a incluir en el ciclo es 4.
Obviamente, este procedimiento calcula el número óptimo de recuperadores con sus correspondientes compresores auxiliares que podrían instalarse en el ciclo para maximizar el rendimiento del ciclo. Sin embargo, también se puede instalar un número mayor o menor e recuperadores con sus compresores auxiliares si es necesario, pero el rendimiento del ciclo disminuirá para unas determinadas temperatura y presión de entrada de la turbina y presión de salida de la turbina.
Según la invención, una vez definido el número óptimo de recuperadores del ciclo, N, como se indica previamente, el procedimiento para generar energía mediante un ciclo de recompresión múltiple utilizando dióxido de carbono supercrítico (sCO2) como fluido de trabajo comprende las siguientes etapas, de acuerdo con la nomenclatura de referencia que se indica en la Figura 1:
1) La corriente de sCO2 en la Salida Fría del Recuperador N (RCOn) está a presiones entre 7, 5 MPa y 50 MPa y se calienta mediante una fuente de calor externa a temperaturas entre 50 °C y 900 °C, llegando a la corriente Entrada de Turbina (TI) .
2) La corriente de sCO2 TI se expande en una turbina hasta una presión entre 3 MPa y 10 MPa (corriente Entrada Caliente del Recuperador N (RHIn) ) , y genera energía mecánica o eléctrica, en el último caso cuando la turbina está acoplada a un generador eléctrico.
3) La corriente de sCO2 RHIn se enfría en N recuperadores. El número óptimo de recuperadores totales N se calcula como se describe anteriormente. El número total de recuperadores N se pone en serie, uno después del otro.
4) La corriente de sCO2 RHIn se enfría hasta obtener la corriente RHOn (Salida Caliente del Recuperador N) y calienta la corriente RCIn (Entrada Fría del Recuperador N) hasta obtener la corriente RCOn en el recuperador número N.
5) La corriente de sCO2 RHIn-1 se enfría hasta obtener la corriente RHOn-1 en el recuperador número N-1 y calienta la corriente RCIn-1 hasta obtener la corriente RCOn-1. La corriente RHOn-1 se divide en dos corrientes: RHIn-2 y ACIn-1 (Entrada del Compresor Auxiliar N-1) . La corriente ACIn-1 se comprime en el compresor auxiliar N-1 hasta, preferentemente, la presión de la corriente RCOn-1 generando la corriente ACOn-1 (Salida del Compresor Auxiliar N-1) . La corriente ACOn-1 se mezcla con la corriente RCOn-1, obteniendo de la mezcla la corriente RCIn. La corriente RHIn-2 se envía al recuperador N-2.
6) Si N>3, el patrón mostrado en la etapa 5) se repite para los recuperadores N-2 a 2.
7) Para el recuperador 1, la corriente de sCO2 RHI1 se enfría hasta obtener la corriente RHO1 y calienta la corriente RCI1 hasta obtener la corriente RCO1. La corriente RHO1 se divide en dos corrientes: CI (Entrada al Enfriador) y ACI1. La corriente ACI1 se comprime en el compresor auxiliar 1 hasta, preferentemente, la presión de la corriente RCO1 generando la corriente ACO1. La corriente ACO1 se mezcla con la orriente RCOi, obteniendo de la mezcla la corriente RCI2. La corriente CI se envía al enfriador.
8) Preferentemente, para que la recuperación de calor sea óptima, los factores de división de corriente (aj) deben asegurar un coeficiente de capacidad calorífica similar en ambas corrientes de cada recuperador y una diferencia de temperaturas entre corrientes similar en la sección fría y caliente de cada recuperador. El factor de división de corrientes (aj) se define como el flujo másico ACIj dividido por el flujo másico total de CO2 que se expande en la turbina (corriente TI) .
9) Preferentemente, la temperatura de cada corriente ACOj debe ser similar a la temperatura de la corriente RCOj correspondiente con la que se mezcla.
10) Preferentemente, los pinch de todos los recuperadores deben ser similares entre sí.
11) La corriente de sCO2 CI (Entrada del Enfriador) se enfría hasta una temperatura entre -10 °C y 70 °C (preferentemente 32 °C) utilizando cualquier fuente de refrigeración externa, alcanzando la corriente MCI (Entrada del Compresor Principal) .
12) La corriente de sCO2 MCI se comprime en el compresor principal hasta una presión igual o superior a la definida para la entrada de la turbina (corriente TI) . La salida del compresor principal es la corriente RCI1.
13) La corriente RCI1 se calienta hasta obtener la corriente RCO1 en el recuperador 1 mediante el enfriamiento de la corriente RHI1 hasta las condiciones RHO1. A continuación, la corriente RCO1 se mezcla con la corriente ACO1 y se genera la corriente RCI2.
14) El patrón mostrado en la etapa 13) se repite para los recuperadores 2 a N-1.
15) La corriente RCIn se calienta hasta obtener la corriente RCOn en el recuperador N mediante el enfriamiento de la corriente RHIn hasta las condiciones RHOn.
El ciclo de recompresión múltiple de la invención mejora el rendimiento del ciclo de recompresión del estado de la técnica, que tiene solamente dos recuperadores y un compresor auxiliar. Un ejemplo de este aumento del rendimiento se puede ver en la Tabla 1. La comparación de estos dos ciclos permite comprender mejor el aspecto clave de la presente invención con respecto a la recuperación de calor en los recuperadores.
La Figura 2 presenta el diagrama esquemático del ciclo de recompresión del estado de la técnica. La Figura 3 representa el diagrama Temperatura - Potencia Térmica Intercambiada dentro de los dos recuperadores del ciclo de recompresión de la Figura 2 para el ejemplo de la Tabla 1. La configuración del ciclo de recompresión del estado de la técnica no permite una recuperación de calor adecuada de la corriente de sCO2 que sale de la turbina a 548 °C. Sólo permite calentar la corriente de sCO2 de alta presión hasta 506 °C (corriente 14 de la Figura 2) . La separación de los perfiles de temperatura ocurre en ambos recuperadores (ver la Figura 3) , pero es más notorio en el recuperador de alta temperatura.
Siguiendo las etapas 1) a 15) presentadas anteriormente, para condiciones de entrada de 680 °C y 20 MPa en la turbina y 7, 5 MPa en la salida de la turbina, se obtiene la configuración de la presente invención presentada en la Figura 4. La Tabla 1 compara ciclos con rendimientos isoentrópicos iguales en turbomáquinas y valores de efectividad iguales en todos los intercambiadores de calor. Cuatro recuperadores y tres compresores auxiliares son la configuración óptima siguiendo las etapas antes mencionadas. Como se puede ver en el diagrama Temperatura - Potencia Térmica Intercambiada de la Figura 5, para la misma temperatura de salida de la turbina que en el ciclo de recompresión (548 °C) , la recuperación de calor en la presente invención permite alcanzar 537 °C (corriente 14 de la Figura 4) en la corriente de sCO2 de alta presión.
A pesar de que el trabajo de compresión es mayor en el caso de la presente invención, en la Tabla 1 se puede observar que el rendimiento del ciclo mejora en 3, 84 puntos, gracias a una recuperación de calor más eficiente en los recuperadores debido a la configuración de la presente invención. Esta mejora del rendimiento permite incrementar la energía eléctrica o mecánica generada por hora de funcionamiento para el mismo aporte de calor.
Tabla 1- Comparación entre el ciclo de recompresión y la presente invención
Se contempla la posibilidad de utilizar al menos una etapa de refrigeración intermedia en el proceso de compresión principal. En los ciclos del estado de la técnica como el ciclo de ecompresión, el uso de una o varias etapas de refrigeración intermedia en el proceso de compresión principal reduce el trabajo de compresión, pero hace que el proceso de recuperación de calor sea más irreversible, principalmente en el recuperador de alta temperatura. Esto se debe a que el recuperador de alta temperatura necesita intercambiar más calor cuando está presente la refrigeración intermedia. Dado que el coeficiente de capacidad calorífica de la corriente del lado caliente en el recuperador de alta temperatura es menor que el coeficiente de capacidad calorífica de la corriente del lado frío, el mayor calor a intercambiar que se necesita en el recuperador de alta temperatura genera una mayor diferencia de temperatura entre las corrientes en la sección caliente de este recuperador. En consecuencia, hay más irreversibilidades en el recuperador de alta temperatura y este efecto reduce el rendimiento del ciclo. El efecto del aumento del rendimiento debido a la reducción del trabajo de compresión no siempre compensa la reducción del rendimiento debido a una peor recuperación de calor (como se muestra en la Tabla 2) .
Tabla 2- Comparación entre el ciclo de recompresión y la presente invención con una etapa de refrigeración intermedia
La Tabla 2 presenta los mismos ciclos que la Tabla 1 pero incluye una etapa de refrigeración intermedia en el proceso de compresión principal. En la Tabla 2 se puede observar que el rendimiento del ciclo de recompresión se reduce del 53, 42 % (Tabla 1) al 52, 64 % (Tabla 2) debido a la inclusión de la etapa de refrigeración intermedia. Por otra parte, la introducción de la misma etapa de refrigeración intermedia en el ciclo de la presente invención permite aumentar el rendimiento energético del ciclo desde el 57, 26 % (Tabla 1) al 58, 05 % (Tabla 2) . La etapa de refrigeración intermedia en el ciclo de la presente invención se puede ver en la Figura 6.
Como se demostró anteriormente, la estrategia de usar N recuperadores en los ciclos de la presente invención reduce las ineficiencias del proceso de recuperación de calor debido al uso de refrigeración intermedia en el proceso de compresión principal. El uso de al menos una etapa de refrigeración intermedia en el proceso de compresión principal reduce la temperatura de la corriente RCh (ver Figura 1 y corriente 1 de la Figura 6) y, en consecuencia, la temperatura RHO1 (Figura 1) también se reduce, aumentando la recuperación total de calor manteniendo una temperatura de la corriente RCOn (Figura 1) similar. Esto se obtiene mediante las siguientes etapas:
16) En lugar de usar un compresor principal para comprimir la corriente MCI directamente hasta la corriente RCI1, el proceso de compresión principal se realiza con al menos una etapa de refrigeración intermedia y luego se aplican las etapas 1) a 15) para definir el ciclo de recompresión múltiple.
Cuando se utiliza refrigeración intermedia, la aplicación de las ecuaciones (6) a (11) debe considerar el efecto de la refrigeración intermedia sobre el proceso de compresión principal para el cálculo de Tsalida, 1 (esta es la corriente RCI1 de la Figura 1) . Como Tsalida, 1 con refrigeración intermedia es menor que Tsalida, 1 sin refrigeración intermedia, el procedimiento iterativo de las ecuaciones (6) a (11) para determinar el número óptimo de recuperadores, puede conducir a un ciclo de recompresión múltiple óptimo con un número de recuperadores mayor que los N recuperadores del ciclo sin refrigeración intermedia. Una vez calculado el número óptimo de N recuperadores para el ciclo con refrigeración intermedia utilizando el procedimiento explicado anteriormente para algunas condiciones específicas de CO2 y especificaciones de los equipos del ciclo, se aplican las etapas 1) a 15) para definir el ciclo de recompresión múltiple.
Como se muestra en la Tabla 3, para fuentes de calor de temperatura media, el rendimiento del ciclo de recompresión múltiple es mayor que el rendimiento de los ciclos del estado de la técnica, con un aumento de rendimiento de 0, 94 puntos. La Figura 8 presenta el esquema el ciclo de recompresión múltiple óptimo obtenido a partir del cumplimiento de las etapas descritas anteriormente para las condiciones de entrada y salida de la turbina presentadas en la Tabla 3. La Figura 9, presenta el diagrama Temperatura - Potencia Térmica Intercambiada durante el proceso de recuperación de calor para el caso de la presente invención de la Tabla 3.
Tabla 3- Comparación entre el ciclo de agua-vapor del estado de la técnica y el ciclo de la presente invención para una planta de energía solar de temperatura media
Como se presenta en la Tabla 4, para fuentes de calor de baja temperatura, el rendimiento del ciclo de recompresión múltiple es mayor que el rendimiento de los Ciclos Orgánicos de Rankine (ciclos ORC) del estado de la técnica, con un aumento de rendimiento de 2, 1 puntos. La Figura 10 presenta el esquema del ciclo de recompresión múltiple obtenido del cumplimiento de las etapas descritas anteriormente para las condiciones de entrada y salida de la turbina presentadas en la Tabla 4. La Figura 11 presenta el diagrama de Temperatura - Potencia Térmica Intercambiada durante el proceso de recuperación de calor para el caso de la presente invención de la Tabla 4.
Tabla 4- Comparación entre el ciclo ORC del estado de la técnica y el ciclo de la presente invención para una recuperación de calor de agua de refrigeración de un motor de combustión interna a baja temperatura
Como se muestra en la Tabla 5, para fuentes de calor de alta temperatura y con disponibilidad de un foco frío que permita enfriar el CO2 hasta temperaturas inferiores a su temperatura crítica, el rendimiento del ciclo de recompresión múltiple es mayor que el rendimiento del ciclo de recompresión, con un aumento de rendimiento de 1, 23 puntos. En este caso, se expande el CO2 hasta la presión subcrítica de 5, 3 MPa y se aumenta la presión de entrada de la turbina hasta 35 MPa para aprovechar fuentes de calor en forma de flujos másicos calientes que requieran un enfriamiento de unos 240 °C. De este modo, el salto de presiones disponible en la turbina permite enfriar el CO2 mediante una expansión desde 680 °C hasta 437 °C. La Figura 12 presenta el esquema del ciclo de recompresión últiple óptimo obtenido a partir del cumplimiento de las etapas descritas anteriormente para las condiciones de entrada y salida de la turbina presentadas en la Tabla 5. La Figura 13, presenta el diagrama Temperatura - Potencia Térmica Intercambiada durante el proceso de recuperación de calor para el caso de la presente invención de la Tabla 5.
Tabla 5- Comparación entre el ciclo de recompresión y la presente invención para un foco frío que permita enfriar el CO2 hasta temperaturas inferiores a la temperatura crítica y un foco caliente en forma de flujo másico caliente que requiera un salto térmico de unos 240 °C.
Si se utiliza un fluido caloportador o una corriente caliente como fuente de calor, también se contempla el uso de una o varias etapas de recalentamiento para el proceso de expansión del ciclo de la presente invención. Sin embargo, si los perfiles de temperatura en ambos lados del intercambiador de calor de la fuente de calor son paralelos entre sí, lo que significa que el coeficiente de capacidad calorífica de los fluidos en ambos lados del intercambiador de calor de la fuente de calor es similar, la inclusión del recalentamiento tiene un efecto insignificante en el aumento del rendimiento energético del ciclo.
Descripción de los dibujos
Para complementar la descripción que se está realizando y con el fin de ayudar a comprender mejor las características de la invención según una realización práctica preferente de la misma, se adjunta un conjunto de figuras como una parte integral de dicha descripción, en el que se ha representado lo siguiente de forma ilustrativa y no limitativa:
Figura 1- Diagrama esquemático del ciclo de recompresión múltiple con N recuperadores.
Figura 2- Diagrama esquemático del ciclo de recompresión del estado de la técnica.
Figura 3- Diagrama Temperatura - Potencia Térmica Intercambiada del proceso de recuperación de calor dentro de los dos recuperadores del ciclo de recompresión del estado de la técnica para una fuente de calor de alta temperatura.
Figura 4- REALIZACIÓN 1, diagrama esquemático del ciclo de recompresión múltiple con cuatro recuperadores.
Figura 5- Diagrama Temperatura - Potencia Térmica Intercambiada del proceso de recuperación de calor dentro de los cuatro recuperadores del ciclo de recompresión múltiple para una fuente de calor de alta temperatura.
Figura 6- REALIZACIÓN 2, diagrama esquemático del ciclo de recompresión múltiple con cuatro recuperadores y una etapa de refrigeración intermedia.
Figura 7- Diagrama Temperatura - Potencia Térmica Intercambiada del proceso de recuperación de calor dentro de los cuatro recuperadores del ciclo de recompresión múltiple con una etapa de refrigeración intermedia para una fuente de calor de alta temperatura.
Figura 8- REALIZACIÓN 3, diagrama esquemático del ciclo de recompresión múltiple con tres recuperadores.
Figura 9- Diagrama Temperatura - Potencia Térmica Intercambiada del proceso de recuperación de calor dentro de los tres recuperadores del ciclo de recompresión múltiple para una fuente de calor de temperatura intermedia.
Figura 10- REALIZACIÓN 4, diagrama esquemático del ciclo de recompresión múltiple con tres recuperadores y tres compresores auxiliares.
Figura 11- Diagrama Temperatura - Potencia Térmica Intercambiada del proceso de recuperación de calor dentro de los tres recuperadores del ciclo de recompresión múltiple para una fuente de calor de baja temperatura.
Figura 12- REALIZACIÓN 5, diagrama esquemático del ciclo de recompresión múltiple con tres recuperadores.
Figura 13- Diagrama Temperatura - Potencia Térmica Intercambiada del proceso de recuperación de calor dentro de los tres recuperadores del ciclo de recompresión múltiple para una fuente de calor de alta temperatura y foco frío que permita enfriar el CO2 por debajo de su temperatura crítica.
Realización preferente de la invención
Como se ha establecido, la invención comprende combinaciones de varios elementos que tienen efectos sinérgicos sobre la mejora del rendimiento energético y sobre el uso de diferentes rangos de temperatura de la fuente de calor. A continuación, se describen cinco realizaciones, sin que estos ejemplos sean una limitación a las posibilidades de combinación y aplicación de los conceptos inventivos descritos anteriormente.
La Figura 4 muestra un ciclo de recompresión múltiple que usa como foco caliente una fuente de calor de alta temperatura.
El ciclo representado en dicha Figura 4 es una realización preferente de la invención para la generación eléctrica por medio de una fuente de calor disponible a alta temperatura. Esta realización preferente tiene cuatro recuperadores y tres compresores auxiliares. Cabe señalar que, de ahora en adelante, al hacer referencia al flujo másico de sCO2 total, se hace referencia al flujo másico de sCO2 total que se expande en la turbina.
En vista de dicha Figura 4, la fuente de calor de alta temperatura permite calentar la corriente de sCO2 que sale del recuperador 4 (corriente 14) hasta 680 °C a 20 MPa (corriente 15) . La corriente 15 se expande en la turbina a 548 °C y aproximadamente 7.5 MPa (corriente 16) .
La corriente 16 entra en el lado caliente del recuperador 4 y se enfría a 428, 5 °C (corriente 19) calentando la corriente 10 de 422 °C a 537 °C (corriente 14) . A continuación, la corriente 19 se enfría en el recuperador 3 a 308 °C (corriente 20) calentando la corriente 7 de 301.5 °C a 421, 5 °C (corriente 8) . El compresor auxiliar 3 comprime el 6, 4% del flujo másico total de sCO2 desde aproximadamente 7, 5 MPa y 308 °C hasta aproximadamente 20 MPa y 429 °C (corriente 9) . La corriente 9 se mezcla con la corriente 8 para obtener la corriente 10 mencionada anteriormente. El 93, 6% del flujo másico total de sCO2 va a la entrada del lado caliente del recuperador 2 a aproximadamente 7, 5 MPa y 308 °C (corriente 21) .
A continuación, la corriente 21 se enfría en el recuperador 2 a 191, 5 °C (corriente 22) alentando la corriente 4 de 185, 5 °C a 302 °C (corriente 5) . El compresor auxiliar 2 comprime el 13, 2 % del flujo másico total de sCO2 desde aproximadamente 7, 5 MPa y 191.5 °C hasta aproximadamente 20 MPa y 299 °C (corriente 6) . La corriente 6 se mezcla con la corriente 5 para obtener la corriente 7. El 80, 4 % del flujo másico total de sCO2 total va a la entrada del lado caliente del recuperador 1 a aproximadamente 7, 5 MPa y 191, 5 °C (corriente 23) .
A continuación, la corriente 23 se enfría en el recuperador 1 a 90 °C (corriente 24) calentando la corriente 1 de 85 °C a 187 °C (corriente 2) . El compresor auxiliar 1 comprime el 28, 8 % del flujo másico total de sCO2 desde aproximadamente 7, 5 MPa y 90 °C hasta aproximadamente 20 MPa y 183 °C (corriente 3) . La corriente 3 se mezcla con la corriente 2 para obtener la corriente 4. El 51, 6 % del flujo másico total de sCO2 va al enfriador a aproximadamente 7, 5 MPa y 90 °C (corriente 25) .
La corriente 25 se enfría en el enfriador de aproximadamente 90 °C a aproximadamente 32 °C (corriente 26) . La corriente 26 se comprime en el compresor principal desde aproximadamente 32 °C y 7, 5 MPa hasta aproximadamente 85 °C y 20 MPa (corriente 1) .
Esta realización permite lograr incrementos del rendimiento energético del ciclo de hasta 3, 8 puntos con respecto al ciclo de recompresión del estado de la técnica trabajando con equipos con idénticos rendimientos isoentrópicos y efectividades. Dicha Figura 4 muestra una realización preferente para el aprovechamiento de una fuente de calor a alta temperatura.
Por otra parte, de acuerdo con una segunda realización, la Figura 6 muestra un ciclo de recompresión múltiple que usa una fuente de calor de alta temperatura con una etapa de refrigeración intermedia en el proceso de compresión principal.
El ciclo representado en dicha Figura 6 es una realización preferente de la invención para la generación eléctrica por medio de una fuente de calor disponible a alta temperatura. Esta realización preferente tiene cuatro recuperadores, tres compresores auxiliares y una etapa de refrigeración intermedia en el proceso de compresión principal.
En vista de dicha Figura 6, la fuente de calor de alta temperatura permite calentar la corriente de sCO2 que sale del recuperador 4 (corriente 14) hasta 680 °C a 20 MPa (corriente 15) . La corriente 15 se expande en la turbina a 548 °C y aproximadamente 7.5 MPa (corriente 16) .
La corriente 16 entra en el lado caliente del recuperador 4 y se enfría a 398 °C (corriente 19) calentando la corriente 10 de 390 °C a 534 °C (corriente 14) . A continuación, la corriente 19 se enfría en el recuperador 3 a 264 °C (corriente 20) calentando la corriente 7 de 257 °C a 390, 5 °C (corriente 8) . El compresor auxiliar 3 comprime el 8, 2 % del flujo másico total de sCO2 desde aproximadamente 7, 5 MPa y 264 °C hasta aproximadamente 20 MPa y 380 °C (corriente 9) . La corriente 9 se mezcla con la corriente 8 para obtener la corriente 10. El 91, 8% del flujo másico total de sCO2 va a la entrada del lado caliente del recuperador 2 a aproximadamente 7, 5 MPa y 264 °C (corriente 21) .
A continuación, la corriente 21 se enfría en el recuperador 2 a 150 °C (corriente 22) calentando la corriente 4 de 144 °C a 258 °C (corriente 5) . El compresor auxiliar 2 comprime el 18, 4 % del flujo másico total de sCO2 desde aproximadamente 7, 5 MPa y 150 °C hasta aproximadamente 20 MPa y 252 °C (corriente 6) . La corriente 6 se mezcla con la corriente 5 para obtener la corriente 7. El 73, 4 % del flujo másico total de sCO2 va a la entrada del lado caliente del recuperador 1 a aproximadamente 7, 5 MPa y 150 °C (corriente 23) .
A continuación, la corriente 23 se enfría en el recuperador 1 a 56 °C (corriente 24) calentando la corriente 1 de 52 °C a 146 °C (corriente 2) . El compresor auxiliar 1 comprime el 29, 3 % del flujo másico total de sCO2 desde aproximadamente 7, 5 MPa y 56 °C hasta aproximadamente 20 MPa y 140 °C (corriente 3) . La corriente 3 se mezcla con la corriente 2 para obtener la corriente 4. El 44, 1 % del flujo másico total de sCO2 va al enfriador a aproximadamente 7, 5 MPa y 56 °C (corriente 25) .
La corriente 25 se enfría en el enfriador de aproximadamente 56 °C a aproximadamente 32 °C (corriente 26) . La corriente 26 se comprime en el compresor principal 1 desde aproximadamente 32 °C y 7, 5 MPa hasta aproximadamente 59 °C y 12, 25 MPa (corriente 27) . La corriente 27 se enfría a aproximadamente 40 °C en el enfriador intermedio para obtener la corriente 28. La corriente 28 se comprime en el compresor principal 2 a aproximadamente 20 MPa y 52 °C (corriente 1) .
Esta realización permite conseguir incrementos de hasta 4, 6 puntos con respecto al ciclo de recompresión del estado de la técnica sin refrigeración intermedia trabajando con equipos de idénticos rendimientos isoentrópicos y efectividades. Nótese que esta realización permite lograr incrementos de hasta 5, 4 puntos con respecto al ciclo de recompresión del estado de la técnica con refrigeración intermedia trabajando con equipos con idénticos rendimientos y efectividades y una idéntica etapa de refrigeración intermedia. La Figura 6 muestra una realización preferente para el aprovechamiento de una fuente de calor a alta temperatura.
Asimismo, de acuerdo con una tercera realización preferente, en la Figura 8 se muestra un iclo de recompresión múltiple que utiliza tres recuperadores y dos compresores auxiliares. El ciclo representado en dicha Figura 8 es una realización preferente de la invención para la generación eléctrica mediante una fuente de calor disponible a temperatura media.
En vista de dicha Figura 8, la fuente de calor de temperatura media permite calentar la corriente de sCO2 que sale del recuperador 3 (corriente 14) hasta 377 °C a 17 MPa (corriente 15) . La corriente 15 se expande en la turbina a 289 °C y aproximadamente 7, 5 MPa (corriente 16) .
La corriente 16 entra en el lado caliente del recuperador 3 y se enfría a 240 °C (corriente 20) calentando la corriente 7 de 238 °C a 282 °C (corriente 14) . A continuación, la corriente 20 se enfría en el recuperador 2 a 160 °C (corriente 22) calentando la corriente 4 de 156 °C a 236 °C (corriente 5) . El compresor auxiliar 2 comprime el 16, 3 % del flujo másico total de sCO2 desde aproximadamente 7, 5 MPa y 160 °C hasta aproximadamente 20 MPa y 246 °C (corriente 6) . La corriente 6 se mezcla con la corriente 5 para obtener la corriente 7. El 83, 7 % del flujo másico total de sCO2 va a la entrada del lado caliente del recuperador 1 a aproximadamente 7, 5 MPa y 160 °C (corriente 23) .
A continuación, la corriente 23 se enfría en el recuperador 1 a 80 °C (corriente 24) calentando la corriente 1 de 76 °C a 156, 5 °C (corriente 2) . El compresor auxiliar 1 comprime el 32, 5 % del flujo másico total de sCO2 desde aproximadamente 7, 5 MPa y 80 °C hasta aproximadamente 17 MPa y 155, 5 °C (corriente 3) . La corriente 3 se mezcla con la corriente 2 para obtener la corriente 4. El 51, 2 % del flujo másico total de sCO2 va al enfriador a aproximadamente 7, 5 MPa y 80 °C (corriente 25) .
La corriente 25 se enfría en el enfriador de aproximadamente 80 °C a aproximadamente 32 °C (corriente 26) . La corriente 26 se comprime en el compresor principal desde aproximadamente 32 °C y 7, 5 MPa hasta aproximadamente 76 °C y 17 MPa (corriente 1) .
Esta realización permite conseguir incrementos de hasta 0, 94 puntos con respecto al ciclo regenerativo Rankine agua-vapor del estado de la técnica. Dicha Figura 8 muestra una realización preferente para el aprovechamiento de una fuente de calor a temperatura media. En este caso, la temperatura de salida del fluido térmico que trabaja como fuente de calor viene fijada por el campo solar. La presión de entrada de la turbina seleccionada permite trabajar con el fluido térmico de manera que entre al intercambiador de calor de fluido térmico a aproximadamente 390 °C (corriente HS1) y salga de este intercambiador a aproximadamente 295 °C (corriente HS2) .
Además, de acuerdo con una cuarta realización preferente, en la Figura 10 se muestra un iclo de recompresión múltiple que utiliza tres recuperadores y tres compresores auxiliares. El ciclo representado en dicha Figura 10 es una realización preferente de la invención para la generación eléctrica mediante una fuente de calor disponible a baja temperatura.
En vista de dicha Figura 10, la fuente de calor de baja temperatura permite calentar la corriente de sCO2 que sale del recuperador 3 (corriente 14) hasta 85 °C a 8, 6 MPa (corriente 15) . La corriente 15 se expande en la turbina a 73, 7 °C y aproximadamente 7.5 MPa (corriente 16) .
La corriente 16 entra en el lado caliente del recuperador 3 y se enfría a 61, 9 °C (corriente 20) calentando la corriente 7 de 61, 35 °C a 73, 05 °C (corriente 8) . El compresor auxiliar 3 comprime el 15% del flujo másico total de sCO2 desde aproximadamente 7, 5 MPa y 61, 9 °C hasta aproximadamente 8, 6 MPa y 73, 4 °C (corriente 9) . La corriente 9 se mezcla con la corriente 8 para obtener la corriente 14 a 73, 1 °C y 8, 6 MPa. El 85 % del flujo másico total de sCO2 va a la entrada del lado caliente del recuperador 2 a aproximadamente 7.5 MPa y 61, 9 °C (corriente 21) .
A continuación, la corriente 21 se enfría en el recuperador 2 a 50, 4 °C (corriente 22) calentando la corriente 4 de 49, 9 °C a 61, 3 °C (corriente 5) . El compresor auxiliar 2 comprime el 20, 4 % del flujo másico total de sCO2 desde aproximadamente 7, 5 MPa y 50, 4 °C hasta aproximadamente 8, 6 MPa y 61, 5 °C (corriente 6) . La corriente 6 se mezcla con la corriente 5 para obtener la corriente 7. El 64, 6 % del flujo másico total de sCO2 va a la entrada del lado caliente del recuperador 1 a aproximadamente 7, 5 MPa y 50, 4 °C (corriente 23) .
A continuación, la corriente 23 se enfría en el recuperador 1 a 39, 8 °C (corriente 24) calentando la corriente 1 de 39, 4 °C a 49, 8 °C (corriente 2) . El compresor auxiliar 1 comprime el 33, 6 % del flujo másico total de sCO2 desde aproximadamente 7, 5 MPa y 39, 8 °C hasta aproximadamente 8, 6 MPa y 50, 0 °C (corriente 3) . La corriente 3 se mezcla con la corriente 2 para obtener la corriente 4. El 31, 0 % del flujo másico total de sCO2 va al enfriador a aproximadamente 7, 5 MPa y 39, 8 °C (corriente 25) .
La corriente 25 se enfría en el enfriador de aproximadamente 39, 8 °C a aproximadamente 32 °C (corriente 26) . La corriente 26 se comprime en el compresor principal desde aproximadamente 32 °C y 7, 5 MPa hasta aproximadamente 39, 4 °C y 8, 6 MPa (corriente 1) .
Esta realización permite conseguir incrementos de hasta 2, 1 puntos con respecto a los ciclos ORC del estado de la técnica. Dicha Figura 10 muestra una realización preferente ara la explotación de una fuente de calor a baja temperatura siendo la temperatura de salida fría de la corriente de la fuente de calor (corriente HS2) fijada por los requisitos de enfriamiento de la corriente de la fuente de calor. En esta realización, la selección de 8, 6 MPa como presión de entrada a la turbina conduce a un caso particular en el que hay tantos recuperadores como compresores auxiliares.
Por último, de acuerdo con una quinta realización preferente, en la Figura 12 se muestra un ciclo de recompresión múltiple que utiliza tres recuperadores y dos compresores auxiliares. El ciclo representado en dicha Figura 12 es una realización preferente de la invención para la generación eléctrica mediante una fuente de calor disponible a alta temperatura y un foco frío que permita enfriar el CO2 por debajo de su temperatura crítica. Esta configuración permite aprovechar focos calientes en forma de flujos másicos o corrientes calientes que deban enfriarse unos 240 °C mediante la expansión del sCO2 de 35 MPa hasta la presión subcrítica de 5, 3 MPa.
En vista de dicha Figura 12, la fuente de calor de alta temperatura permite calentar la corriente de sCO2 que sale del recuperador 3 (corriente 14) hasta 680 °C a 35 MPa (corriente 15) . La corriente 15 se expande en la turbina a 437 °C y aproximadamente 5, 3 MPa (corriente 16) .
La corriente 16 entra en el lado caliente del recuperador 3 y se enfría a 391 °C (corriente 20) calentando la corriente 7 de 389 °C a 430 °C (corriente 14) . A continuación, la corriente 20 se enfría en el recuperador 2 a 200 °C (corriente 22) calentando la corriente 4 de 189 °C a 381 °C (corriente 5) . El compresor auxiliar 2 comprime el 20, 3 % del flujo másico total de sCO2 desde aproximadamente 5, 3 MPa y 200 °C hasta aproximadamente 35 MPa y 420 °C (corriente 6) . La corriente 6 se mezcla con la corriente 5 para obtener la corriente 7. El 79, 7 % del flujo másico total de sCO2 va a la entrada del lado caliente del recuperador 1 a aproximadamente 5, 3 MPa y 200 °C (corriente 23) .
A continuación, la corriente 23 se enfría en el recuperador 1 a 32 °C (corriente 24) calentando la corriente 1 de 26, 5 °C a 186 °C (corriente 2) . El compresor auxiliar 1 comprime el 25, 6 % del flujo másico total de sCO2 desde aproximadamente 5, 3 MPa y 32 °C hasta aproximadamente 35 MPa y 197, 5 °C (corriente 3) . La corriente 3 se mezcla con la corriente 2 para obtener la corriente 4. El 54, 1 % del flujo másico total de sCO2 va al enfriador a aproximadamente 5, 3 MPa y 32 °C (corriente 25) .
La corriente 25 se enfría en el enfriador desde aproximadamente 32 °C a aproximadamente 5 °C (corriente 26) . La corriente 26 se comprime en el compresor principal desde aproximadamente 5 °C y 5, 3 MPa hasta aproximadamente 26, 5 °C y 35 MPa (corriente 1) .
Esta realización permite lograr incrementos del rendimiento energético del ciclo de hasta 1, 2 puntos con respecto al ciclo de recompresión del estado de la técnica trabajando con equipos con idénticos rendimientos isoentrópicos y efectividades. Dicha Figura 12 muestra una realización preferente para el aprovechamiento de una fuente de calor a alta temperatura y un foco frío que permite enfriar el CO2 por debajo de su temperatura crítica. En este caso, la temperatura de salida de la corriente caliente o fluido térmico que trabaja como fuente de calor estaría fijada en unos 450 °C. La presión seleccionada a la entrada de la turbina permite trabajar con el fluido térmico de manera que entre al intercambiador de calor de fluido térmico a aproximadamente 700 °C (corriente HS1) y salga de este intercambiador a aproximadamente 450 °C (corriente HS2) .
