Die Erfindung betrifft ein Membrantrennverfahren und eine Membrananlage zur energieeffizienten Sauerstofferzeugung unter Verwendung gemischt leitender keramischer Membranen.

Die konventionelle Produktion von Sauerstoff erfolgt gegenwärtig bevorzugt durch Druckwechseladsorption (PSA - Pressure Swing Adsorption) oder durch kryogene Luftzerlegung (Linde ^® -Verfahren). Energetisch hoch optimierte Großanlagen erreichen spezifische Energieverbräuche von minimal 0,34 kWh _e i./Nm ³ O ₂ (kryogen - Fu, C, Gundersen, T.: Using exergy analysis to reduce power consumption in air Separation units for oxy-combustion processes. Energy 44 (2012) 1 , 60-68) bzw. 0,36 kWhei./Nm ³ O ₂ (PSA - Dietrich, W., Scholz, G., Voit, J.: Linde-Verfahren zur Gewinnung von Sauerstoff und Ozon für eine Zellstoff- und Papierfabrik; Berichte aus Technik und Wissenschaft 80 (2000), 3-8). Dieser spezifische Energieverbrauch der konventionellen Anlagen steigt jedoch mit der angestrebten Reinheit des Produktgases Sauerstoff stark an, ebenso mit sinkender Anlagengröße. So benötigen kleinere PSA-Anlagen mit einem Ausstoß von bis zu ca. 1000 Nim ³ O ₂ /h mindestens 1 ,0 kWh _e i./Nm ³ O ₂ , liefern dabei aber nur 95 Vol-% Sauerstoff. Aufgrund des hohen spezifischen Energieverbrauchs ist eine dezentrale Sauerstofferzeugung für viele Anwendungen in der Verbrennungs- und Vergasungstechnik wirtschaftlich nicht sinnvoll. Noch unwirtschaftlicher ist eine Versorgung über Flaschen oder Flüssigtanks, insbesondere bei einem kontinuierlichen Sauerstoffbedarf.

Eine alternative Methode zur Herstellung von Sauerstoff basiert auf einem Membrantrennprozess bei hohen Temperaturen. Dafür werden gemischt leitende keramische Membranen (MIEC - Mixed lonic Electronic Conductor) eingesetzt, die eine hochselektive Abtrennung von Sauerstoff ermöglichen. Der Sauerstofftransport beruht auf dem Transport von Oxidionen durch das gasdichte keramische Material und dem parallel stattfindenden Transport elektronischer Ladungsträger (Elektronen oder Defektelektronen). Seit den 1980er Jahren wurde eine Vielzahl keramischer Materialien hinsichtlich des Sauerstofftransports und weiterer Materialeigenschaften untersucht (Sunarso, J., Baumann, S., Serra, J. M., Meulenberg, W. A., Liu, S., Lin, Y. S., Diniz da Costa, J. C: Mixed ionic-electronic conducting (MIEC) ceramic- based membranes for oxygen Separation; Journal of Membrane Science 320 (2008), 13-41 ).

Die Sauerstoffpermeation durch eine MIEC-Membran kann durch die Wagner'sche Gleichung beschrieben werden und ist vor allem durch die ambipolare Leitfähigkeit des Materials bei Einsatztemperatur, durch die Membrandicke und durch die Triebkraft bestimmt. Letztere ergibt sich aus dem logarithmischen Verhältnis des O ₂ - Partialdrucks im Feedgas po(h) zu dem Sauerstoffpartialdruck im Spülgas po(l) oder im Permeat. Der Sauerstofffluss durch eine MIEC-Membran ist demnach bei gegebenem Material, konstanter Membrandicke und festgelegter Temperatur proportional zu ln{p ₀ (h)/p ₀ (l)}. Dementsprechend hat eine Verdopplung von p ₀ (h) auf der Feedgasseite die gleiche Erhöhung des Sauerstoffflusses zur Folge wie eine Halbierung von p ₀ (l) auf der Permeat- oder Sweepgasseite. Zur Erzeugung reinen Sauerstoffs in technischen Membrananlagen kann dementsprechend die Luft verdichtet oder der Sauerstoff mit Vakuum abgesaugt werden, natürlich sind auch kombinierte Prozesse möglich (Armstrong, P. A., Bennett, D. L., Foster, E. P., Stein, V. E.: ITM Oxygen: The New Oxygen Supply for the New IGCC Market; Gasification Technologies 2005, San Francisco, 9.-12.10.2005). Für großtechnische Anlagen wird i. A. die Verdichtung der Luft bevorzugt, da Kompressoren i. A. billiger und besser verfügbar sind als Vakuumerzeuger.

Der Nachweis der technologischen Machbarkeit der Sauerstofferzeugung mit MIEC- Membranen wurde bereits im Kleinmaßstab durch den Aufbau und Betrieb eines elektrisch beheizten, portablen Sauerstoffgenerators mit elektrisch betriebener Vakuumpumpe erbracht (Kriegel, R.: Einsatz keramischer BSCF-Membranen in einem transportablen Sauerstoff-Erzeuger, in: J. Kriegesmann (Ed.), DKG Handbuch Technische Keramische Werkstoffe, Loseblattwerk, HvB- Verlag Ellerau, 1 19. Erg.- Lieferung, November 2010, Kapitel 8.10.1 .1 , S. 1 -46). Der spezifische Energieverbrauch des beschriebenen Gerätes lag mit 1 ,6 kWh/Nim ³ O ₂ allerdings deutlich über dem konventioneller Prozesse, wobei darüber hinaus der Bedarf an thermischer Energie vernachlässigt wurde.

Der Eigenenergiebedarf der MIEC-Membrantrennung resultiert einerseits aus der Wärmeenergie, die zur Aufrechterhaltung der hohen Temperatur von 800 - 900 °C an der Membran erforderlich ist. Andererseits wird zur Erzeugung der Triebkraft für den Sauerstofftransport Kompressionsenergie zur Gasverdichtung benötigt. Wird die Luft auf der Feedseite komprimiert, so ist zur Rückgewinnung der aufgewendeten Kompressionsenergie eine Entspannung der komprimierten, O ₂ -abgereicherten Luft über eine Gasturbine erforderlich. Alternativ zu diesem Überdruckverfahren kann der Sauerstoff durch Absaugen mit Vakuum gewonnen werden. Für das Vakuumverfahren ist weniger Kompressionsenergie erforderlich, welche jedoch nicht zurückgewonnen werden kann. Entsprechende Prozesse wurden im Bereich der Kraftwerkstechnik bereits mehrfach beschrieben (WO 2008/014481 A1 , EP 2 067 937 A2, WO 2009/065374 A3, EP 2 026 004 A1 ), wobei nur WO 2009/065374 A3 einen Vakuumprozess beansprucht.

Der Eigenenergiebedarf der MIEC-Membrananlagen wird im Kraftwerksbereich erheblich durch die Integration in das Kraftwerk beeinflusst. So schwankt je nach Integrationsgrad der MIEC-Membrananlage der berechnete Eigenenergiebedarf für den Überdruckprozess zwischen 0,031 und 0,134 kWh _e i./Nm ³ O ₂ (Stadler, H., Beggel, F., Habermehl, M., Persigehl, B., Kneer, R., Modigell, M., Jeschke, P.: Oxyfuel coal combustion by efficient Integration of oxygen transport membranes; International Journal of Greenhouse Gas Control 5 (201 1 ), 7-15). Der Vakuumprozess wird mit einem Energiebedarf von minimal 0,14 kWh _e i./Nm ³ O ₂ angegeben (Nazarko, J., Weber, M., Riensche, E., Stolten, D.: Oxygen Supply for Oxyfuel Power Plants by Oxy-Vac-Jül Process, 2nd International Conference on Energy Process Engineering, Efficient Carbon Capture for Coal Power Plants, 20.- 22.06. 201 1 , Frankfurt/Main). Andere Autoren finden für den Membranprozess hingegen keinen merklichen Unterschied zur kryogenen Luftzerlegung (Pfaff, I., Kather, A.: Comparative Thermodynamic Analysis and Integration Issues of CCS Steam Power Plants Based on Oxy-Combustion with Cryogenic or Membrane Based Air Separation; Energy Procedia 1 (2009) 1 , 495-502). Diese für stark differierende Randbedingungen erhaltenen, stark unterschiedlichen bzw. widersprüchlichen Resultate sind zur energetischen Bewertung einer eigenständigen Membrananlage ohne Ankopplung an ein Kraftwerk offensichtlich nicht geeignet.

In den erwähnten Arbeiten werden Modellierungsrechnungen mit komplexen Software-Tools durchgeführt, um Abhängigkeiten des Eigenenergiebedarfs des Membranverfahrens vom Luftdurchsatz, vom Abtrenngrad des Sauerstoffs aus der zugeführten Luft (Feedgas), von der verfahrenstechnischen Einbindung ins Kraftwerk zu identifizieren und zu diskutieren. Ein einfacher, nachvollziehbarer Zusammenhang zwischen den Einflussgrößen und dem spezifischen Energieverbrauch einer MIEC- Membrananlage wird jedoch nicht angegeben oder abgeleitet, da die Modellierung stets im Zusammenhang mit der Anbindung ans Kraftwerk durchgeführt wird. Dementsprechend ist es bisher mit vertretbarem Aufwand nicht möglich, für eine zu planende MIEC-Membrananlage den optimalen Betriebspunkt vorherzusagen und dementsprechend alle Komponenten auf diesen auszulegen.

Nach dem Stand der Technik wird für den wirtschaftlichen Betrieb einer MIEC- Membrananlage die flächennormierte Sauerstoffpermeation des Membranmaterials als entscheidend angesehen. Dementsprechend wird für den wirtschaftlichen Betrieb eine minimale Sauerstoffpermeation von 10 Nml/(cm ^2■ min) postuliert (Vente, Jaap F., Haije, Wim. G., Ijpelaan, Ruud, Rusting, Frans T.: On the full-scale module design of an air Separation unit using mixed ionic electronic conducting membranes; Journal of Membrane Science 278 (2006), 66-71 ). Aktuelle Arbeiten zur Entwicklung von MIEC-Membranen orientieren dementsprechend fast durchweg auf möglichst hohe Sauerstoffpermeation (Baumann, S., Serra, J.M., Lobera, M.P., Escolästico, S., Schulze-Küppers, F., Meulenberg, W.A.: Ultrahigh oxygen permeation flux through supported membranes; Journal of Membrane Science 377 (201 1 ) 198-205). Dabei werden hohe Feed-Durchsätze und reiner Sauerstoff als Feed verwendet; der Einfluss der O2-Abreicherung im Feed auf die O2-Permeation und auf den Energiebedarf wird nicht betrachtet. Eine umfassende Bewertung des Energieverbrauchs eigenständiger, autarker MIEC- Membrananlagen erfolgte bislang nicht.

Der Erfindung liegt die Aufgabe zugrunde, eine Möglichkeit anzugeben, sodass unter Vermeidung der Nachteile des Standes der Technik die Energieeffizienz des MIEC- Membranverfahrens zur Sauerstoffproduktion, insbesondere mit autarken MIEC- Membrananlagen, wesentlich gesteigert wird.

Erfindungsgemäß wird die Aufgabe mit einer Membrananlage zur energieeffizienten Gewinnung von Sauerstoff aus Frischluft enthaltend ein Gehäuse mit einem Eingang und einem Ausgang, MIEC-Membranen und einer Vakuumpumpe dadurch gelöst, dass eine metallische Anschlussplatte im Gehäuse angeordnet ist, die eine vakuumdichte Hohlraumstruktur enthält, in die die einseitig geschlossenen MIEC- Membranen gasdicht eingesetzt angeordnet sind. Das Gehäuse ist durch mindestens eine Trennwand in Kammern aufgeteilt, wobei jede Kammer einen stationären Regenerator, eine Zusatzheizung und einen Teil der MIEC-Membranen aufweist und in jeder Trennwand eine Öffnung vorhanden ist, sodass ein Durchgang für die Frischluft von der dem Eingang nachgeordneten Kammer zur dem Ausgang vorgeordneten Kammer gewährleistet ist. Weiterhin ist dem Eingang ein Lüfter vorgeordnet und dem Ausgang ein Lüfter nachgeordnet, wobei die Lüfter entgegengesetzte Saugrichtungen aufweisen. Ferner ist ein regenerativer Wärmetauscher vorhanden, wobei Teilbereiche dem Eingang und andere Teilbereiche dem Ausgang zugeordnet sind und die Vakuumpumpe mit der Hohlraumstruktur zum Absaugen des gewonnenen Sauerstoffs in Verbindung steht.

Ein wesentlicher Vorteil der erfindungsgemäßen Anordnung besteht darin, dass das Gehäuse der Membrananlage nicht druckdicht ausgeführt sein muss. Die Lüfter mit ihren entgegengesetzten Saugrichtungen können vorteilhaft ihre Laufrichtungen wechseln oder es sind entsprechende Luftklappen vorgesehen, sodass die Strömungsrichtung des Luftstromes umkehrbar ist. Eine weitere vorteilhafte Ausgestaltung besteht darin, dass Eingang und Ausgang mit ihren zugeordneten Lüftern auf einem Drehschieber angeordnet sind. Durch die permanente Drehung wird ein gleicher Effekt wie durch die Umkehr der Strömungsrichtung bei feststehendem Eingang und Ausgang erreicht. Von Vorteil ist es ebenfalls, wenn das Gehäuse in mehrere identisch aufgebaute Kammern unterteilt ist, wobei Eingang und Ausgang sich jeweils über ein Drittel der Kammern erstrecken und sich damit ein Drittel der Kammern in einer Ruhephase befinden.

Erfindungsgemäß wird die Aufgabe auch mit einem Membrantrennverfahren zur energieeffizienten Gewinnung von Sauerstoff aus erwärmter Frischluft unter Verwendung gemischt leitender Membranen im Vakuumbetrieb, wobei die Frischluft nach Trennung des Sauerstoffs als Abluft abgeführt wird, dadurch gelöst, dass mindestens 85 % der zur Erwärmung der Frischluft erforderlichen Wärmeenergie durch Nutzung der Abwärme der Abluft und / oder des gewonnenen Sauerstoffs erfolgt, dass die restliche Erwärmung der Frischluft durch externe Energiezufuhr realisiert wird und dass das Verhältnis von Frischluft zu erzeugtem Sauerstoff im Normalbetrieb innerhalb der Grenzen 6 : 1 und 25 : 1 eingestellt wird. Die restliche Erwärmung kann dabei durch elektrische Beheizung oder Verbrennungsprozesse erfolgen. Die erforderliche Wärmeenergie zur Erwärmung der Frischluft wird vorteilhaft durch Verwendung regenerativer Wärmetauscher gewonnen. Das erfindungsgemäße Membrantrennverfahren ist besonders effizient, wenn der Sauerstoff auf der Permeatseite durch Vakuum abgesaugt wird, aber das Feedgas bei Umgebungsdruck eingesetzt wird. Die Vakuumerzeugung erfolgt durch elektromechanische Vakuumpumpen, mechanische Vakuumpumpen oder Dampfstrahlpumpen. Der Luftdurchsatz wird vorteilhaft so geregelt, dass der Sauerstoff-Partialdruck in der Abluft nicht mehr als l OO mbar, bevorzugt jedoch weniger als 20 mbar über dem Vakuumdruck auf der Permeatseite liegt.

Erfindungsgemäß werden die optimalen Betriebsbedingungen einer MIEC- Membrananlage aus den bekannten Gleichungen zum Sauerstofftransport, dem Wärmerückgewinnungsgrad der einzusetzenden regenerativen Wärmetauscher und dem realen Bedarf an Kompressionsenergie abgeleitet. Die Höhe der Sauerstoffpermeation sowie das verwendete MIEC-Membranmaterial können vernachlässigt werden, da sie sich im Gegensatz zum bekannten Stand der Technik nur unwesentlich auf den Eigenenergiebedarf auswirken und die abgeleiteten Gleichungen durch Normierung auf die erzeugte Sauerstoffmenge unabhängig von der Sauerstoffpermeation sind. Daraus resultiert im Gegensatz zum beschriebenen Stand der Technik, dass sich die Sauerstoffpermeation lediglich auf die Anlagengröße und damit vor allem auf die Investitionskosten auswirkt. Aus der veränderten Anlagengröße resultiert hinsichtlich des Energieverbrauchs also nur der sekundäre Effekt höherer Wärmeverluste, die typischerweise unter 5 % des Gesamtenergiebedarfs größerer Anlagen liegen. Die absolute Höhe der Sauerstoffpermeation kann deshalb erfindungsgemäß für die energetische Bewertung vernachlässigt werden.

Eine Sauerstoffpermeation von der Feedseite zur Permeat- bzw. Vakuumseite findet bei MIEC-Membranen statt, solange der Sauerstoffpartialdruck auf der Feedgasseite größer als auf der Sweepgas- oder Permeatseite ist. Ist die Sauerstoffpermeation durch die Membran gegenüber dem Feedgasdurchsatz hoch, so wird diesem relativ viel Sauerstoff entzogen. Dadurch sinkt der Sauerstoffpartialdruck auf der Feedseite entlang der Membran ab, ebenso die lokale Sauerstoffpermeation. Diese Abreicherung des Sauerstoffs kann durch den sogenannten Sauerstoffabtrenngrad (engl. O ₂ recovery) f ₀ R _ec beschrieben werden.

Eine weitgehende Ausnutzung der installierten Membranflächen ist dann gegeben, wenn nach dem Membrankontakt der Sauerstoffpartialdruck im Feedgas PoFout nahezu dem Sauerstoffpartialdruck im Sweepgas oder Permeat posout entspricht, also poFout ~ Posout gilt- Dieser anzustrebende Grenzwert beider Drücke entspricht dem Erreichen eines Gleichgewichts-Sauerstoff-Partialdrucks poEq und kann aus dem Sauerstoffabtrenngrad foRec wie folgt berechnet werden.

PoFin(1 " foRec) . . .

POEq = POFout =—— ~ PoSout (1 )

1 - ToRec PoFin

Gleichzeitig steht der Sauerstoffabtrenngrad direkt mit dem flächenbezogenen Feedgasdurchsatz am Feedgaseintritt jnn, dem Sauerstoffpartialdruck am Feedgaseintritt ροπη und der Sauerstoffpermeation jo2 in direktem Zusammenhang. f _0R ec = ^— (2)

J PoFin

Dadurch kann der Sauerstoffabtrenngrad foRec direkt zur Berechnung des erforderlichen flächenbezogenen Luftdurchsatzes jnn verwendet werden. Er wirkt sich entsprechend der Beeinflussung des wirksamen Sauerstoffpartialdrucks im Feedgas auch auf die Sauerstoffpermeation aus.

Die Erfindung soll nachstehend anhand von Ausführungsbeispielen näher erläutert werden. In den dazugehörigen Zeichnungen zeigt

Fig. 1 den Sauerstoffdurchsatz im Vakuum- und Überdruckbetrieb (BSCF,

850 °C) für unterschiedliche Sauerstoffabtrenngrade (O ₂ recovery),

Fig. 2 den Gleichgewichts-Sauerstoff-Partialdruck und Energiebedarf für

Lufterhitzung (bei 85 % Wärmerückgewinnung),

Sauerstoffkompression, Sauerstoffkühlung, Fig. 3 den Gleichgewichts-Sauerstoff-Druck bzw. Vakuumdruck und den gesamten Energiebedarf W _ges . für Sauerstoffkompression, Sauerstoffkühlung und Lufterhitzung bei unterschiedlichen Wärmerückgewinnungsgraden (WRG),

Fig. 4 eine schematische Darstellung eines MIEC-Membranmoduls zur

Sauerstoffproduktion im Vakuumbetrieb mit stationären regenerativen Wärmetauschern und

Fig. 5 eine schematische Darstellung eines MIEC-Membranmoduls zur

Sauerstoffproduktion im Vakuumbetrieb mit rotierend durchströmten regenerativen Wärmetauschern und Drehschieber.

Fig. 1 zeigt die entsprechend einer vereinfachten Wagner'schen Gleichung berechnete Sauerstoffpermeation für den Vakuum- und Überdruckbetrieb für BSCF- Rohrmembranen und unterschiedliche Sauerstoffabtrenngrade. Es ist klar ersichtlich, dass steigende Sauerstoffabtrenngrade zu einer starken Verminderung der Sauerstoffpermeation führen. Außerdem wird deutlich, dass erst unterhalb eines bestimmten Vakuumdrucks auf der Permeatseite bzw. oberhalb eines bestimmten Überdrucks auf der Feedseite eine Sauerstoffpermeation eintritt und dieser limitierende Gleichgewichts-Sauerstoff-Partialdruck p ₀ Eq vom Sauerstoffabtrenngrad bestimmt wird.

Aus Fig. 1 wird klar, dass der Vakuumprozess mit sinkendem Vakuumdruck zu einer immer stärkeren Zunahme der Sauerstoffpermeation führt. Beim Überdruckprozess flacht die weitere Steigerung der Sauerstoffpermeation hingegen immer mehr ab. Außerdem ist beim Überdruckprozess eine Rückgewinnung der Kompressionsenergie erforderlich, die für kleinere Anlagen einen unverhältnismäßig hohen Aufwand bedeuten würde. Entsprechende Kompressoren und Entspannungsturbinen mit ausreichend hohem Wirkungsgrad stehen bislang nicht zur Verfügung. Für den Aufbau einer energieeffizienten MIEC-Membrananlage zur Sauerstofferzeugung wird deshalb im Gegensatz zu der Mehrzahl aktueller Publikationen auf einen Vakuumprozess orientiert. Modellierungen des Gesamtprozesses zeigen, dass der gesamte Energiebedarf des Prozesses entscheidend vom Sauerstoffabtrenngrad abhängt und alle energierelevanten Kenngrößen des Prozesses direkt aus dem Sauerstoffabtrenngrad berechnet werden können. Dementsprechend ist in Fig. 2 der Verlauf des Gleichgewichts-Sauerstoff-Partialdrucks poEq sowie der Energiebedarf zur Lufterhitzung inkl. 85 % Wärmerückgewinnung, zur Kühlung des Sauerstoffs und zur Kompression des Sauerstoffs auf Umgebungsdruck dargestellt. Für die Berechnung der Kompressionsenergie im Vakuumbetrieb wurde die Kompressionsenergie konventioneller Vakuumpumpen zugrunde gelegt, die aus Saugleistung und Nennleistung resultiert. Die energieeffizientesten kommerziellen Vakuumpumpen erreichen minimale Werte von 0,015 kWh _e i./Sm ³ (Sm ³ - Saug-m ³ ). Für die Rechnung wurde ein Wert von 0,018 kWh _e i./Sm ³ verwendet.

Alle Energieangaben in Fig. 2 sind auf die erzeugte Sauerstoffmenge normiert. Sie können deshalb in einfacher Weise zur Berechnung des Gesamtenergiebedarfs Wges. verwendet werden. Den Gesamtenergiebedarf W _ges . des Vakuumprozesses zeigt Fig. 3 für unterschiedliche Wärmerückgewinnungsgrade der eingesetzten Wärmetauscher, die die Abwärme der sauerstoffabgereicherten Abluft zur Erwärmung der Frischluft einsetzen. Bei 85 % WRG (Wärmerückgewinnungsgrad) des Wärmetauschers und 0,018 kWh/Sm ³ liegt der Gesamtenergieverbrauch auch ohne Nutzung der Abwärme aus der Sauerstoffkühlung bereits knapp unter der einer dezentralen PSA-Anlage.

Wird auch die Abwärme der Sauerstoffkühlung zur Luftvorwärmung genutzt, so kann im Bereich optimaler Sauerstoffabtrenngrade bereits ein deutlich niedrigerer spezifischer Energieverbrauch von 0,55 kWh/Nm ³ O ₂ erreicht werden. Ein höherer Wärmerückgewinnungsgrad der Luft-Abluft-Wärmetauscher führt offensichtlich zu einer deutlichen Absenkung des spezifischen Energieverbrauchs des Verfahrens. Mit höheren WRG-Werten verbreitert sich außerdem der Bereich des minimalen spezifischen Energieverbrauchs, das Minimum ist weniger scharf ausgeprägt und zu geringeren Sauerstoffabtrenngraden verschoben. Dadurch wird es im Vergleich zu geringeren WRG-Werten der Wärmetauscher möglich, bei deutlich höherem Vakuumdruck noch Sauerstoff energieeffizient abzutrennen. Während z. B. der maximal zulässige Vakuumdruck im Minimum der Energiebedarfskurve für 85 % WRG ca. 90 mbar beträgt, steigt dieser bei 97 % WRG auf 133 mbar. Es ist dadurch möglich, bei höherer Wärmerückgewinnung kleinere Vakuumpumpen einzusetzen und den Energieanteil der Kompression am gesamten spezifischen Energiebedarf weiter zu senken.

Bereits bei 97 % WRG kann der spezifische Energiebedarf des MIEC- Membranverfahrens einen Wert von 0,3 kWh/Nim ³ O ₂ unterschreiten, wenn Sauerstoffabtrenngrade von 20 % bis ca. 70 % und daraus resultierende Verhältnisse von Frischluftmenge zu produzierter Sauerstoffmenge von 24 : 1 bis 6,8 : 1 eingehalten werden. Damit wird erfindungsgemäß gegenüber dem Stand der Technik (kryogenen Luftzerlegungsanlagen, dezentralen PSA-Anlagen) ein erheblicher energetischer Vorteil erreicht.

Alternativ zur Steuerung der Luftmenge proportional zum produzierten Sauerstoff kann der Sauerstoffpartialdruck am Feedausgang poFout für die Realisierung einer energieeffizienten Betriebsweise eingesetzt werden. Dazu werden der Sauerstoffpartialdruck am Feedausgang poFout und der Vakuumdruck bzw. der damit identische Sauerstoffpartialdruck auf der Permeatseite posout laufend gemessen. Der Luftdurchsatz wird regelungstechnisch so angepasst, dass der Sauerstoffpartialdruck am Feedausgang poFout nicht mehr als 100 mbar über dem Vakuumdruck posout liegt, in einer bevorzugten Ausführungsvariante jedoch nicht mehr als 20 mbar über diesem liegt. Damit werden in einem weiten Betriebsbereich ein ausreichend niedriger Luftdurchsatz und ein entsprechend hoher Sauerstoffabtrenngrad realisiert, um einen energieeffizienten Betrieb zu gewährleisten.

Eine energetisch hocheffiziente MIEC-Membrananlage ist erfindungsgemäß durch Erwärmung der Frischluft über regenerative Wärmetauscher gekennzeichnet, die mehr als 85 %, in einer bevorzugten Ausführungsvariante etwa 95 % der in der Abluft enthaltenen Wärmeenergie sowie die bei der Kühlung des Sauerstoffs frei werdende Abwärme zur Lufterwärmung nutzen. Die Triebkraft für den Sauerstofftransport wird durch Anlegen eines Vakuums erzeugt, da dadurch die aufzuwendende Kompressionsenergie minimiert wird und deren Rückgewinnung entfällt. Erfindungsgemäß wird die Membrananlage so betrieben, dass im Normalbetrieb ein Verhältnis der eintretenden Frischluftmenge zur produzierten Sauerstoffmenge von 25 : 1 nicht überschritten und ein Verhältnis von 6 : 1 nicht unterschritten wird. Die erforderliche Restwärme zur Aufrechterhaltung der Betriebstemperatur der Membrananlage wird durch elektrische Zusatzheizung oder durch Eindosieren geringer Brennstoffmengen erreicht. Dadurch kann im letzteren Fall eine weitere Verringerung des Verbrauchs an Elektroenergie erreicht werden.

Ausführungsbeispiel 1 :

Die in Fig. 4 schematisch dargestellte Membrananlage zur energieeffizienten Sauerstoffproduktion besteht erfindungsgemäß aus einem nicht druckdichten Gehäuse 1 mit einer metallischen Anschlussplatte 2, in der einseitig geschlossene BSCF-Rohrmembranen 3 mittels Silikondichtungen eingesetzt wurden. Eine Trennwand 15 mit seiner Öffnung 16 trennt das Gehäuseinnere in zwei Kammern, die bezogen auf den Frischluftweg spiegelsymmetrisch aufgebaut sind. In der Zyklusphase A wird die Frischluft über einen drehzahlgeregelten dem Eingang 1 1 vorgeordneten Lüfter 4 angesaugt, durch einen regenerativen Wärmetauscher 5 vorgewärmt und durch die geteilte Anschlussplatte 2 geleitet, um die Wärme des abgesaugten Sauerstoffs aufzunehmen. Anschließend wird die Frischluft zur weiteren Erwärmung durch einen stationären Regenerator 6 geleitet und mit der Zusatzheizung 7 auf Betriebstemperatur nacherhitzt. Der Luftstrom passiert die BSCF-Rohrmembranen 3 und die zweite Zusatzheizung 8 und gibt seine Wärme an den weiteren stationären Regenerator 9 ab. Der bereits stark abgekühlte, sauerstoffabgereicherte Luftstrom wird anschließend durch die metallische Anschlussplatte 2 zum regenerativen Wärmetauscher 5 auf diejenigen Bereiche geleitet, die dem Ausgang 12 vorgelagert sind, wo ihm weitere Wärme entzogen wird. Der drehzahlgeregelte, dem Ausgang 12 nachgeordnete Lüfter 10 arbeitet in Zyklusphase A im Saugbetrieb. Die metallische Anschlussplatte 2 enthält eine vakuumdichte Hohlraumstruktur 13, die mit den BSCF-Rohrmembranen 3 in Verbindung steht. Der Hohlraum dieser Hohlraumstruktur 13 wird durch eine externe Vakuumpumpe 14 abgesaugt. Der reine Sauerstoff steht anschließend bei Umgebungsdruck zur Verfügung.

Nach einer entsprechenden Zykluszeit wird die Strömungsrichtung des Luftstroms umgekehrt, entweder durch nichtdargestellte entsprechende Luftklappen oder durch Umkehr der Laufrichtung der Lüfter 4 und 10. In dieser Zyklusphase B kehren sich dementsprechend alle Gasströmungen um. Auf diese Weise wird sowohl die in der heißen Abluft enthaltene Wärme als auch die durch den Sauerstoff auf die metallische Anschlussplatte 2 übertragene Wärme weitgehend zurückgewonnen. Der Luftdurchsatz wird durch die drehzahlgeregelten Lüfter 4 und 10 so geregelt, dass der Sauerstoffpartialdruck nach dem Membrankontakt nur maximal 100 mbar, erfindungsgemäß bevorzugt nur ca. 20 mbar über dem Sauerstoffpartialdruck auf der Permeatseite liegt. Bei Einhaltung dieser Vorgaben wird dadurch ein geringer Luftüberschuss bzw. ein mittlerer Sauerstoffabtrenngrad von 30 bis 70 % und damit ein energieeffizienter Betrieb sichergestellt.

Ausführungsbeispiel 2:

Die in Fig. 5 schematisch dargestellte Membrananlage zur Sauerstoffproduktion besteht erfindungsgemäß aus einem nicht druckdichten Gehäuse 1 mit einer metallischen Anschlussplatte 2, in der einseitig geschlossene BSCF- Rohrmembranen 3 mittels Kabelverschraubungen eingesetzt wurden. Das Gehäuse

1 ist achteckig aufgebaut und durch acht Trennwände 15 in acht Kammern unterteilt, wobei jede Trennwand im Bereich der Anschlussplatte 2 mit einer Öffnung 16 versehen ist, sodass die Frischluft durch alle Kammern strömen kann. Die Frischluft wird über den drehzahlgeregelten, dem Eingang 1 1 vorgeordneten Lüfter 4 angesaugt. Der Eingang 1 1 liegt auf einem Drehschieber 17 und ist dabei so groß gestaltet, dass die Frischluft in drei Kammern gleichzeitig einströmen kann. Der Ausgang 12 liegt ebenfalls auf dem Drehschieber 17 und ist vorzugsweise gleich dimensioniert wie der Eingang 1 1 und liegt dabei dem Eingang 1 1 gegenüber. Der dem Eingang 1 1 unmittelbar nachgeordnete regenerative Wärmetauscher 5 ist dabei mindestens so dimensioniert, dass bei Drehung des Drehschiebers um 360 ° ständig Bereiche vom Eingang 1 1 bzw. vom Ausgang 12 überdeckt werden. Die durch den vorgeordneten Lüfter 4 durch den Eingang 1 1 angesaugte Frischluft wird durch Bereiche des regenerativen Wärmetauschers 5 zunächst erwärmt. Weitere Erwärmung erfolgt durch das Vorbeistreichen an der segmentierten Anschlussplatte

2 und den nachfolgenden stationären Regeneratoren 6 der drei Kammern, die dem Eingang nachgeordnet sind. Die im Deckenbereich angeordneten Zusatzheizungen 7 werden zur Nacherhitzung des Luftstroms eingesetzt. Alternativ zu einer elektrischen Heizung kann hier auch mit geringen Mengen Brenngas geheizt werden. Die erhitzte Frischluft strömt anschließend zwischen den Trennwänden 15 abwärts und durch die Öffnungen 16 in die gegenüberliegenden Kammern. Dort aufwärts an den BSCF- Rohrmembranen 3 und an den Zusatzheizungen 8 vorbei wird die bereits abgereicherte Frischluft nun über die stationären Regeneratoren 9 der jeweiligen Kammern vorbeigeleitet. Abschließend wird die weitgehend abgekühlte Frischluft durch die geteilte Anschlussplatte 2 geleitet und durchströmt diejenigen Bereiche des regenerativen Wärmetauschers 5, die vom Ausgang 12 geöffnet sind. Dabei wird dem Abluftstrom weitere Wärme entzogen. Der drehzahlgeregelte nachgeordnete Lüfter 10 arbeitet stets im Saugbetrieb. Die metallische Anschlussplatte 2 enthält eine vakuumdichte Hohlraumstruktur 13, in der sich der gewonnene Sauerstoff sammelt und somit durch eine externe Vakuumpumpe 14 abgesaugt wird. Durch die ständige Drehung des Drehschiebers 17 erfolgt eine permanente Umkehrung der Frischluftzufuhrrichtung in Bezug auf die gegenüberliegenden Kammern, d. h. der Eingang 1 1 liegt nach 180 ° Drehung des Drehschiebers 17 am Ausgang 12 und umgekehrt.

Durch den gezeigten Aufbau wird sowohl die in der heißen Abluft enthaltene Wärme als auch die durch den Sauerstoff auf die metallische Anschlussplatte 2 übertragene Wärme weitgehend zurückgewonnen. Der Luftdurchsatz wird durch den vor dem Drehschieber 17 vorgeordneten Lüfter 4 und den nachgeordneten Lüfter 10 mit variabler Drehzahl so geregelt, dass der Luftdurchsatz das 12fache bis 18fache der Sauerstoffproduktionsrate beträgt.

Bezugszeichenliste

1 Gehäuse

2 Anschlussplatte

3 BSCF-Rohrmembranen

4 vorgeordneter Lüfter

5 regenerativer Wärmetauscher

6 Regenerator

7 Zusatzheizung

8 Zusatzheizung

9 Regenerator

10 nachgeordneter Lüfter

1 1 Eingang

12 Ausgang

13 Hohlraumstruktur

14 Vakuumpumpe

15 Trennwand

16 Öffnung

17 Drehschieber