Integratie van een brandstofcel (MCFC) in een kolenvergassings-energiecentrale (Buggenum) met ontzwaveling (HT) en CO2-terugwinning

r

41>f~,.,.·

FVO Nr.

Fabrieksvoorontwerp

Vakgroep Chemische Procestechnologie

Onderwerp

Integratie van een brandstofcel (MCFC) in een

kolenvergassings-energiecentrale (Buggenum) met

ontzwaveling (HT) en CO

₂

-terugwinning.

Auteurs

Wabe Bakker

Klaas Geveke

Bas van Rossem

Keywords

Telefoon

015-135951

015-621156

015-122045

Coal Gasification, HT -Gas Cleaning, Power Production,

MCFC, H₂-Separation, Ceramic Membrane, CO₂ Removal.

Datum opdracht

Datum verslag

07-09-'94

23-01-'95

Integratie van een brandstofcel (MCFC) in een

kolenvergassings-energiecentrale (Buggenum) met

ontzwaveling (HT) en CO

₂

-terugwinning.

Fabrieksvoorontwerp voor INTERDUCT (Interfacultair instituut voor schone technologie)

d.d. 23 januari 1995

Auteurs : W.R.Bakker K.R.Geveke S. van Rossem

Dankwoord

Het voor u liggende ontwerp is voornamelijk tot stand gekomen door noeste arbeid (3Y2 maand,

±

8 uur per dag) van de samenstellers. Omdat in dit ontwerp een aantal apparaten zijn opgenomen die nog niet uitgebreid in de praktijk getest zijn, is gebruik gemaakt van laboratorium-testgegevens en van de expertise van een aantal mensen die wij uitgebreid geconsulteerd hebben.

Vooral Jeroen (Ir. J.C.J.M. Goossens (TwAIO, Delft)) willen wij bedanken voor de onvergetelijke uurtjes computerarbeid die wij met hem doorgebracht hebben. Jeroen is een expert op het gebied van brandstofcellen (en computers), en dat hebben we geweten! Ir. Wol.W. Bakker (AIO, Delft) doet onderzoek naar hoge temperatuur ontzwaveling en heeft hiervoor een nieuw apparaat ontworpen dat in ons ontwerp gebruikt wordt. Wridzer werkt met veel enthousiasme aan een zeer revolutionair apparaat. We zijn blij dat we dit als eersten in de "praktijk" mochten testen.

Ir. J.N. Schinkel van Delft University Clean Technology Institute (INTERDUCT) zijn we natuurlijk dankbaar voor het verstrekken van de opdracht en de adviezen die hij gegeven heeft.

Prof. Ir. R.W.J. Kouffeld en Ir. B.J. de Melker van het Laboratorium voor Energievoorziening in Delft danken we voor het verstrekken van thermodynamische gegevens met betrekking tot het vergassingsproces.

Haldor Tops!1Se in Denemarken willen we danken voor het ons te woord staan. Helaas is de gevraagde informatie van de katalytische incinerator nooit ontvangen.

Bij het ontwerp is natuurlijk intensief gebruik gemaakt van computerapparatuur. Omdat er veel mensen zijn die van dezelfde apparatuur gebruik willen maken hadden we de hulp nodig van mijnheer P.J.T. Verheijen. Gelukkig kon hij vaak (soms ook niet) helpen.

Samenvatting

In opdracht van het Interfacultair instituut voor schone technologie (INTERDUCT) werd een fabrieksvoorontwerp gemaakt van een energiecentrale waarin gebruik gemaakt wordt van een gesmolten carbonaat brandstofcel (MCFC), hoge temperatuur ontzwaveling met een roterende monoliet reaktor en kooldioxide terugwinning. Tevens wordt met behulp van keramische membranen waterstof afgescheiden.

Als uitgangspunt dient de kolenvergassingscentrale (KV-STEG) in Buggenum CL). Daar wordt gebruik gemaakt van het kolenvergassingsproces van Shell. De gasturbine is in dit ontwerp vervangen door de brandstofcel.

In Aspen Plus™ is een simulatie gemaakt van het proces. In totaal wordt 70.3% van het geproduceerde CO₂ teruggewonnen en afgevoerd. Het systeemrendement is 32.5%. Dit is lager dan het systeemrendement van de centrale in Buggenum omdat daar een volledig geïntegreerd proces draait en daar geen gebruik gemaakt wordt van membraan-units en CO2 terugwinning. Om een goede vergelijking met de Limburgse centrale te kunnen maken moet het model in Aspen Plus™ uitgebreid worden met de vergassingsreaktor, de luchtscheidingsfabriek en de Claus/Scot-eenheid. Het proces in dit ontwerp kan alleen kostendekkend draaien als de KWh-prijs (voor grootverbruikers) verhoogd wordt met minimaal 5 tot 10 cent. Vooral de produktiekosten moeten verlaagd worden.

INHOUDSOPGA VE Samenvatting

1 Inleiding

1.1 Achtergrond van het ontwerp 1.2 Opdrachtformulering

2 Uitgangspunten van het ontwerp

2.1 Externe specificaties en randvoorwaarden 2.2 Keuze van de procesroute

2.3 Reakties

3 Processtructuur en -condities 3.1 Beschrijving van het proces

3.1.1 Warmteïntegratie 3.1.2 Keuze drukval

3.1.3 Keuze warmteoverdrachtscoëfficiënten 3.1.4 Discussie

3.2 Thermodynamische modellen in Aspen Plus™ 3.3 Hoge temperatuur ontzwaveling

3.4 Absorbtiemateriaal 3.4.1 Uitvoering en condities 3.5 HT- en LT-shift reaktoren 3.5.1 Procescondities 3.5.2 Hulpstoffen 3.6 MCFC 3.6.1 Procescondities 3.7 Membraanscheiding 3.7.1 Membraantype en bereiding 3.7.2 Uitvoering 3.8 Katalytische incinerator 3.9 CO₂ opslag

4 Hulpstoffen en chemisch/fysische informatie 4.1 Stoffen en fysische eigenschappen

4.2 Reakties, reaktie-evenwicht en reaktie-enthalpieën 5 Ontwerpberekeningen en materiaalkeuze 5.1 ConstructiemateriaIen 5.2 Ontzwaveling 5.2.1 Berekeningen 5.3 HT- en LT-shift reaktoren 5.4 MCFC resultaten 5.5 Membraanscheiding 5.5.1 Berekening 5.5.2 Discussie 3 7 7 7 8 8 8 9 11 11 12 13 13 13 14 14 15 17 18 19 19 20 20 20 21 21 21 22 23 23 24 26 26 26 27 28 30 30 30 32

6 Proces regeling

7 Proces veiligheid

8 Kosten

8.1 Berekening van de kosten afhankelijk van het produktievolume 8.2 Katalysator- en membraankosten

8.3 Arbeidskosten 8.4 Investeringskosten

8.4.1 Zevnik -B uchanan methode 8.4.2 Taylor methode

8.5 Opbrengst van geproduceerde energie 8.6 Return on investment

8.6.1 Berekening winst/verlies op basis van huidige prijzen 8.6.1.1 Zevnik-Buchanan methode

8.6.1.2 Taylor methode

8.6.2 Berekening winst/verlies op basis van R.O.I.=lO% 8.6.2.1 Zevnik-Buchanan methode 8.6.2.2 Taylor's methode 8.7 Evaluatie kosten 9 Rendementsbepaling 9.1 Bepaling rendement 9.2 Bepaling CO₂ recovery 10 Conclusies 11 Aanbevelingen 12 Symbolenlijst 13 Literatuurlijst 33 35 36 36 37 38 38 38 40 41 42 42 42 42 43 43 44 44 45 45

46

47 48 49 52

Bijlagen I

n

m

IV V VI

vn

VIn

IX

x

XI

XII

xm

XIV

XV

XVI

XVII

XV In

: Processchema KV -STEG (Buggenum) : Flowsheet KV -MCFC

: Flowsheet stoomnet

: Massa- en warmtebalans KV-MCFC : Massa- en warmtebalans stoomnet : Ontwerpberekening compressor Cl

: RAZOP-analyse van belangrijkste apparaten en stromen : Berekening afschrijving fixed kapitaal

: Brief aan Raldor Tops~e, Denemarken

: deNOx-er , Bauart, Heidelberg, Duitsland : F&E-Index

: Chemiekaarten

: Technieken CO2 verwijdering

: Roterende monoliet reaktor voor HT -ontzwaveling : Apparatenlijsten voor pompen, blowers en compressoren : Apparatenlijsten voor warmtewisselaars en fornuizen

: Apparatenlijsten voor diversen

1 Inleiding

Naar aanleiding van gesprekken bij INTERDUCT (Interfacultair instituut voor schone technologie) is er een opdracht geformuleerd voor het uitvoeren van een fabrieksvoorontwerp (FVO). Omdat dit instituut zich richt op het bevorderen van schone technologie, ligt de nadruk in dit ontwerp op het verminderen van energieverbruik en het verlagen van emissies.

1.1 Achtergrond van het ontwerp

De inzet van steenkool voor energievoorziening ondervindt een hernieuwde belangstelling. De reden hiervoor is de dreigende schaarste aan olie en aardgas in de komende decennia. Omdat conventionele kolengestookte centrales slechts een thermisch rendement van ca. 40% halen, tegen 50% of meer voor aardgas gestookte STEG (SToom- En Gasturbine)-installaties, is verdere ontwikkeling van kolen gestookte centrales gewenst. Door een hoger rendement te combineren met een lagere milieubelasting (minder NO_x en S02 uitstoot) bieden KV (Kolen Vergassing)-STEG-installaties goede perspectieven.

In Buggenum (L) is onlangs zo'n energiecentrale in gebruik genomen, gebaseerd op het kolenvergassingsproces van Shell. In deze fabriek staat een "entrained flow gasifier" (auto-thermische-vergassing met pure zuurstof) met droge poederkool voeding. De installatie maakt gebruik van zowel een gasturbine als een stoomturbine om electriciteit (253 MW e netto) op te wekken. De installatie in Buggenum zal naar verwachting een rendement hebben van 43%. De afvalprodukten van deze plant zijn o.a slak en zwavel. De slak komt vrij als niet uitloogbaar glasachtig materiaal dat in de wegenbouw toegepast mag worden. Per jaar wordt ongeveer 5000 ton elementaire zwavel geproduceerd wat goed verkoopbaar is.

De gasreiniging in deze installatie vind plaats op lage temperatuur met bestaande techno-logieën (H2S verwijdering door gaswassing bij 40°C).

Hoge temperatuur gasreiniging (350°C) zou, volgens een NOVEM studie [IJ, het rendement met 2.8% kunnen verhogen. Bij hogere temperatuur kan deze verbetering nog groter zijn. Om het rendement verder te verhogen zou bovendien de gasturbine vervangen kunnen worden door een brandstofcel, bijvoorbeeld een gesmolten carbonaat brandstofcel (MCFC) [27J.

1.2 Opdrachtformulering

Het doel van de opdracht is het optimaliseren van de electriciteitsproductie door een MCFC-systeem dat gevoed wordt met synthesegas, afkomstig van een Shell kolenvergasser zoals gebouwd in Buggenum (L). Tevens wordt gekeken naar de economische haalbaarheid van een dergelijk systeem. Omdat in de toekomst de uitstoot van CO2 sterk gereduceerd moet worden wordt gestreefd naar een verregaande terugwinning van CO2. Het energieverbruik wordt verminderd door toepassing van hoge temperatuur ontzwaveling van het syngas en door het toepassen van warmteïntegratie.

2 Uitgangspunten van het ontwerp

2.1 Externe specificaties en randvoorwaarden

Na literatuuronderzoek en gesprekken bij Interduct, zijn een aantal randvoorwaarden en richtlijnen voor het ontwerp vastgesteld :

- Het syn-gas wordt aangevoerd uit de vergasser met 3240 ton/dag op 1500°C128 bar* en

bevat alleen nog CO, CO2, COS, H2' H20, _{H2S en N2 .}

- De vergassing van de kolen en ontstoffing en dehalogenering van het gas worden niet meegenomen in het ontwerp.

- De syngaskoeler (recyclekoeler) wordt in het ontwerp meegenomen.

- De gasturbine wordt vervangen door een gesmolten carbonaat brandstofcel (MCFC) vanwege het hogere rendement.

Om de cel te kunnen gebruiken wordt onzwaveld tot maximaal 0.5 ppm H2S. Hiervoor wordt hoge temperatuur (850°C*) ontzwaveling gebruikt. Het H2S dat hierbij vrijkomt wordt afgevoerd met condities voor voeding aan een Claus-Scot eenheid. Deze wordt in het ontwerp niet beschouwd.

- De MCFC wordt optimaal geïntegreerd voor maximale electriciteitsproduktie.

- CO2 terugwinning vindt plaats tot 70%*. Het CO2 wordt deels gerecirculeerd naar de kathode van de MCFC en deels afgevoerd naar opslag (40°C/70 bar*).

- De stoom die geproduceerd wordt moet een zodanige kwaliteit hebben om in het bestaande type stoomturbine gebruikt te kunnen worden.

- Mogelijk afgas naar de stack wordt geconditioneerd op 130°C*.

- Het eventueel benodigde N2 (dragergas in de membraanmodule) wordt van de aanwezige luchtscheidingsfabriek betrokken.

- De modellering van het systeem zal plaatsvinden in Aspen PlusTM. Er wordt gestreefd naar optimale warmteïntegratie.

- De prestaties van de brandstofcel en de oorspronkelijke gasturbine worden vergeleken. * De uitgangspunten zijn ten opzichte van de oorspronkelijke opdrachtformulering enigszins

gewijzigd. Literatuuronderzoek en gesprekken hebben geleid tot iets gewijzigde temperaturen, concentraties en drukken.

2.2 Keuze van de procesroute

Uitgaande van het schema van de centrale die in Buggenum is gebouwd (bijlage I) zijn er drie processchema's bedacht waaruit een keuze is gemaakt. Bij twee ontwerpen was de membraanscheiding voor de MCFC aangebracht. Het permeaat, met alleen H2 en CO2 werd naar de anode van de brandstofcel gevoerd. Omdat de cel echter beter werkt op een voeding van H2 en CO zijn deze schema's afgewezen.

In het doorgerekende ontwerp (bijlage TI) zijn de volgende wijzigingen doorgevoerd ten opzichte van de centrale in Buggenum :

- Het gas uit de vergasser wordt via een recyclekoeler gekoeld naar 850°C waarna ontzwaveling plaatsvindt.

- Tussen de ontzwaveling en de MCFC vindt conversie van CO plaats in een hoge temperatuur water-gas shifter, om de voeding naar de anode van de MCFC op evenwicht te brengen.

- Na de MCFC vindt afscheiding van H2 plaats om met een recycle van H2 naar de

MCFC-anode het rendement op te voeren. Om meer H2 af te kunnen scheiden wordt, tussen de

MCFC en de membraanscheiding, het restant CO grotendeels omgezet in een lage temperatuur water-gas shift reaktor. Water wordt voor de membraanscheiding door koeling verwijderd om het volume van de gasstroom te verkleinen.

- De kathodevoeding bestaat uit CO2 , N2 en O2, De extra CO2 is afkomstig van 2 bronnen.

Ten eerste vindt er recycling plaats van kathode-afgas en ten tweede wordt een deel geleverd door afgas uit de katalytische burner.

2.3 Reakties

De reakties die in het systeem plaatsvinden zijn de volgende:

Vergassing : Ontzwaveling : C + H₂0 -)0 CO + H 2 C + CO₂ -)0 2*CO 2*C + 02 -)0 2*CO C + 02 -)0 CO 2 COS + H₂0 """ CO₂ + H₂S H₂S + CO """ COS + H₂

MnO x /y-AI₂0₃ + H₂S """ MnS x /y-AI₂0₃ + H₂0

MCFC:

Katalytische burner :

2-Kathode :

112*02

+ e0₂ + 2*e - ~ e0₃

3 Processtructuur en -condities

3.1 Beschrijving van het proces

Het synthesegas (1500°C, 28 bar), dat geproduceerd wordt in de entrained-flow vergasser wordt gekoeld tot 850°C in de recycle-koeler Hl. In Buggenum wordt het synthesegas verder afgekoeld in de syngas-koeler (bijlage

n

maar in dit ontwerp is deze afwezig omdat de gasreiniging op hoge temperatuur plaatsvindt.

Het syngas wordt ontzwaveld in een roterende monoliet reaktor (Rl). Deze is vervaardigd van keramisch materiaal. Daardoor is hij bestand tegen de hoge temperatuur en druk (850°C, 27 bar) die voor de reiniging noodzakelijk is.

Na de koeler H3 is een guard-bed (R5) met zinkoxide-absorbens geplaatst waardoor het gas geleid kan worden als de ontzwavelaar niet goed functioneert. Zinkoxide kan geen hoge temperatuur (>600°C) weerstaan.

De Hoge-Temperatuur (HT, 350°C) water-gas shift reaktor (R2) zorgt ervoor dat de nageschakelde brandstofcel (MI) optimaal kan functioneren. In de reaktor bevinden zich drie katalysatorbedden. De gasstroom wordt tussen de bedden gekoeld (H4, H5).

In expander El en in het fornuis FI wordt het gas zo geconditioneerd (600°C, 7 bar) dat het aan de cel toegevoerd kan worden.

Voor het fornuis FI wordt extra waterstofgas bijgevoegd (32). Dit is afkomstig van de membraan-units (M2, M3).

De brandstofcel bestaat uit een anode- en kathodezijde waar twee verschillende gasstromen door geleid worden (18, 47a). De kathode-gas stroom is veel groter dan de anodestroom omdat deze, onder andere, voor_de koeling van de cel moet zorgen. De temperatuur van de kathode-voedingsstroom wordt op 600°C geregeld met behulp van de stromen 50 (deel van het kathode-afgas, 710°C), 46 (C0_2, 50°C) en 37 (lucht, 180°C). Het fornuis F2 is voor de cel geplaatst om, in geval van nood, de voedingsstroom op de juiste temperatuur te brengen. Het deel van het kathode-afgas dat niet gerecycled wordt (51), wordt na expansie (E2) en koeling (HI4, H18) afgevoerd naar de stack (M7, 1.02 bar, 130°C). Het gas bevat alleen CO/N/02 en H20.

De carbonaat-brandstofcel levert 241.2 MW_e gelijkstroom. Om aan het net te leveren wordt een DCI AC-converter tussengeschakeld. Deze heeft een rendement van 97%. De gehele combinatie levert 234 MW e wisselstroom.

De expander E2 en de luchtcompressor C5 zullen in de praktijk gekoppeld worden. In dit ontwerp is dat niet gebeurd maar de expander levert zeker meer vermogen (66.5 MWe) dan de compressor vraagt (59 MW_e).

Het anodeafgas wordt in de koelers H7 en Hl9 afgekoeld naar 213°C en naar de Lage-Temperatuur (LT) water-gas shift reaktor (R3) gevoerd. Deze bestaat uit twee katalysator-bedden waarbij weer interbed-koeling wordt toegepast om de temperatuur in de reaktor niet te veel te laten toenemen. In deze reaktor wordt zoveel mogelijk CO omgezet in H_2. In de twee membraan-units (M2: 20 bar, 300°C en M3: 5 bar, 300°C) wordt H2 afgescheiden

waarna dit wordt teruggevoerd naar de cel (31, 32). De membranen zijn vervaardigd van keramisch -materiaal.

Het afgas uit de membranen wordt samengevoegd en, na een smoorklep (M4) gepasseerd te zijn, toegevoerd aan een katalytische-incinerator. Hier vindt de katalytische verbranding plaats van de laatste resten H2 en CO. Dit gebeurd in een exotherme reaktie zonder vlam.

Een deel van het afgas uit de incinerator wordt gerecycled naar de kathode van de MCFC (45, 46). De rest van het afgas, dat voornamelijk bestaat uit CO2, wordt gecomprimeerd (C8) en

gekoeld (H13, H26). Kooldioxide verlaat het proces in superkritische vorm (40°C, 70 bar). Het kan bijvoorbeeld opgeslagen worden in lege gasvelden.

3.1.1 Warmteïntegratie

Een van de doelstellingen van het ontwerp is om de stoomturbine van de juiste kwaliteit stoom te voorzien. In Buggenum wordt stoom op drie plaatsen geproduceerd. In de vergasser (bijlage I) onstaat stoom van 44 bar. Deze stoom wordt naar de afgasketel (na de gasturbine) geleid waar de oververhitting plaatsvindt. In de syngaskoeler wordt ook stoom geproduceerd die ook in de afgasketel oververhit wordt. In de afgasketel (drie verschillende stoomdrukken: 125, 40 en 8 bar) wordt ook stoom geproduceerd. Tevens vindt hier oververhitting en het opwarmen van proces stromen plaats. De stoomturbine in Buggenum levert 128 MW_{e •}

In het voorontwerp is getracht om zoveel mogelijk stoom op te wekken. De syngaskoeler en de afgassenketel zijn hier echter afwezig.

Er is een apart stoomnet ontworpen (bijlage 111). In dit net zijn alle warmtewisselaars die in de plant aanwezig zijn, op een paar uitzonderingen na (H2, H9, H25, H13 en H26), opgenomen. In het stoomnet wordt 40 bar stoom van 410°C gegenereerd. Het net bestaat uit condensaatverwarmers, verdampers en oververhitters. Het net is in Aspen Plus™ gemodel-leerd. De flowsheet is echter niet gekoppeld aan de flowsheet van de hoofdplant omdat hierbij de rekentijd erg opliep. Ook waren er zo veel recycle-stromen dat er problemen optraden met het convergerend krijgen van het model. De warmtewisselaars in het stoomnet worden gevoed met de gasstromen uit de hoofdplant. De samenstellingen en het massadebiet van deze gasstromen zijn overgenomen in de stoomnet-flowsheet. Om deze reden is een aparte massa-en warmtebalans opgesteld over het stoomnet.

In de warmtewisselaars is een Ll. T min aangehouden van 20°C. In de luchtkoelers wordt lucht

gebruikt met 70% luchtvochtigheid. De inlaat-temperatuur van de lucht is 25°C. De maximale uitlaat-temperatuur is 40°C. De inlaat-temperatuur van het koelwater, gebruikt in de waterkoelers, is 20°C. De maximale uitlaat-temperatuur is 40°C. De inlaat-druk bedraagt 3 bar. :

In de hoofdplant wordt de recyclekoeler met één warmtewisselaar aangegeven (Hl). In het stoomnet is deze warmtewisselaar gesplitst in drie afzonderlijke warmtewisselaars (H 1.1, H1.2, H1.3). Deze drie zijn niet afzonderlijk getekend in de hoofdplant-sheet (bijlage II)

vanwege ruimtegebrek. Hetzelfde is gedaan bij warmtewisselaar H7. In het stoomnet is deze opgesplitst in 4 warmtewisselaars (H7.1, H7.2, H7.3, H7.4).

De stoomturbine (E3) levert 30 MW_e. Dit wordt 29.5 MW_e als voor de generator een rendement aangenomen wordt van 98%.

Uit de vergasser komt 75.361 kgls stoom met een druk van 44 bar en een temperatuur van 256.05 °C [72]. Om deze stoom in het stoomnet te kunnen gebruiken moet de druk verlaagd worden naar 40 bar. Tevens moet de stoom oververhit worden naar 41O@C.

We hebben deze stroom niet opgenomen in het stoomnet omdat de gegevens over de stroom te laat beschikbaar kwamen. Het kost echter 27.5 MW th om de stoom te oververhitten naar 410 0C. Het extra geleverde vermogen van de stoomturbine zal 24.2 MW_e (theoretisch) zijn. Het is dus wel noodzakelijk om het stoomnet opnieuw te ontwerpen als de stoom uit de vergasser meegenomen wordt in de berekeningen.

3.1.2 Keuze drukval

Bij de berekeningen in Aspen Plus™ is over alle apparaten een drukval aangenomen. In de literatuur [7] wordt voor gasstromen boven de 10 bar een drukval gegeven van 0.1

*

systeem-druk. Tussen 1 en 2 bar wordt 0.5

*

systeemdruk gegeven.

Voor mixers en splitters (niet aangegeven in de flowsheet van de plant, bijlage TI) is een drukval genomen van 0.25 bar. Alleen in de recycle-loop aan de kathodezijde van de MCFC is 0.125 bar aangenomen. De gasnuxers en splitters in dit systeem zullen speciaal uitgevoerd moeten worden om een lage drukval te bewerkstelligen. Dit om compressor C7 niet te groot te laten worden qua afmetingen.

Over de katalysatorbedden in de reaktoren is in de meeste gevallen een drukval berekend. Over de warmtewisselaars, oververhitters en verdampers is een drukval aangenomen die bepaald wordt door de aldaar heersende druk van de processtromen. De drukval over de pijpen van de warmtewisselaar is anders genomen dan de drukval over de mantel.

Om de drukval over de apparatuur te compenseren zijn 8 compressoren, waarvan 5 multistage-compressoren, en 2 vloeistofpompen geplaatst.

3.1.3 Keuze warmteoverdrachtscoëfficiënten

In tabel 1 worden de U-waarden gegeven die in de warmtewisselaar-berekeningen in Aspen Plus™ zijn gebruikt. Ze zijn afkomstig uit 17].

TabelI: Warmteoverdrachtscoëfficiënten

Hot side Cold side

Gas/damp Vloeistof 175/250

Gas/damp Gas/damp 70/120

Gas/damp Kokende vloeistof 175/275

3.1.4 Discussie

Omdat op het laatste moment bepaald werd op welke drukken de membraan-units M2 en M3 zouden werken zijn compressor C3 en water- en luchtkoeler H25 en H9 pas laat toegevoegd. Daarom zijn de twee koelers niet meegenomen in het stoomnet. Stoomturbine E3 wordt

gevoed met één soort kwaliteit stoom. In Buggenum wordt de stoomturbine gevoed met verschillende kwaliteiten stoom. In totaal is er 25807.18 m2 _{warmtewisselend oppervlak}

geplaatst in het stoomnet. Hieraan zijn hoge kosten verbonden. Het is de vraag of deze kosten opwegen tegen de 29.5 MW_e (met generator) die de stoomturbine levert.

In de plant wordt stoom van 27.25 bar, 227.6°C toegevoegd aan het syngas (12). Deze stoom wordt toegevoegd om, onder andere, de shift reaktor optimaal te laten functioneren. De ontzwavelaar vraagt dezelfde kwaliteit stoom (7). In de vergasser is ook nog lage druk stoom nodig. Het is mogelijk om al deze stoom in de plant te produceren. In het ontwerp wordt deze stoom nu van elders betrokken. Het is ook mogelijk om de warmte, die nu geleverd wordt door fornuis F1, te halen uit stroom 4 en stroom 19. De warmtewisselaars Hl, H7 en H19 worden nu gebruikt in het stoomnet dus dit zal een aanzienlijke verandering van het stoomnet vereisen.

3.2 Thermodynamische modellen in Aspen Plus™

In de flowsheeter Aspen Plus™ is een zo volledig mogelijke model gemaakt van het proces. In de flowsheet is een model opgenomen van een MCFC (ontwikkeld door Jeroen Goossens). In de flow sheet van het proces is gebruik gemaakt van twee thermo-modellen. Sysop3 (Redlich-Kwong-Soave vergelijking) werd gebruikt voor de berekeningen aan het hoofdproces. Sysop6 (Redlich-Kwong-Aspen vergelijking) werd gebruikt in de berekeningen aan het stoomnet omdat water hier een belangrijke component is.

3.3 Hoge temperatuur ontzwaveling

Bij het Shell-kolenvergassingsproces wordt synthesegas geproduceerd dat voornamelijk uit CO en H₂ bestaat. Het gas bevat echter diverse verontreinigingen zoals H₂S/COS, HCNINH_{3 ,} HCI, HF en KClINaCl. Deze stoffen zijn slecht voor het milieu, zij vergiftigen de katalysatoren die nodig zijn voor de verdere verwerking van het kolengas en zij kunnen corrosieschade aan de apparatuur veroorzaken.

Om deze verontreinigingen uit het gas te verwijderen wordt veelal gebruik gemaakt van vloeibare absorbtiemiddelen. Deze werken bij een temperatuur beneden 100°C. Het synthesegas moet dus eerst afgekoeld worden en na reiniging moet de temperatuur weer omhoog gebracht worden. Dit gaat gepaard met grote exergie verliezen. De regeneratie van de verzadigde oplosmiddelen (bijvoorbeeld sulfinol, selexsol) kost ook veel energie. Om dit verlies te voorkomen is het beter om droge gasreiniging bij hogere temperatuur toe te passen. Het stof kan dan verwijderd worden met kaarsenfilters van siliciumcarbide. HCl-gas kan verwijderd worden door het gas door een bed van natriumcarbonaat te voeren. Alkalizoutdamp kan afgevangen worden in een bed van aluminasilicaten. HCN kan verwijderd worden in een katalytische hydrolyse reaktor. [17]

Naar de verwijdering van H₂S/COS uit synthesegas bij hoge temperatuur wordt de laatste tijd veel onderzoek gedaan. Er wordt gezocht naar vaste absorbentia die zwavelverbindingen verwijderen bij temperaturen die variëren van 400 tot 900°C.

Deze absorbtiemiddelen moeten voldoen aan een aantal voorwaarden :

- Omdat het storten van afgewerkt absorbtiemateriaal economisch en milieutechnisch niet aanvaardbaar meer is moeten dergelijke absorbentia regenereerbaar zijn.

- De activiteit van het materiaal moet voldoende hoog zijn. In de centrale in Buggenum mag het gehalte aan zwavelverbindingen in het gezuiverde kolengas niet hoger zijn dan 20 ppm, dit om corrosie in de afgassenketel te voorkomen en ter bescherming van de gasturbine. De jaarlijkse produktie van elementair zwavel bedraagt daar ongeveer 5000 ton. Omdat een brandstofcel geen zwavel kan verdragen moet het synthesegas bijna geheel worden ontdaan van H2S en COS. Bij de inlaat van de brandstofcel mag de concentratie aan

zwavelverbindingen maximaal 0.5 ppm zijn.

- De absorbtiecapaciteit moet gedurende langere tijd constant blijven. Omdat voor de zwavelverwijdering vaak (gemengde)metaaloxiden gebruikt worden kan het voorkomen dat er sterk metaal verlies optreedt door reductie of verdamping.

- Afhankelijk van het gebruikte reaktortype worden bovendien eisen gesteld aan de grootte en de mechanische sterkte van de absorbensdeeltjes.

3.4 Absorbtiemateriaal - Calcium- en zinkbasis

Bij Texaco (Texaco Coal Gasification Process) en British Coal (British Coal Topping Cyc1e) wordt al gedurende lange tijd onderzoek gedaan naar vaste absorbentia.

Het eerste absorbtiemateriaal op basis van calcium werd toegevoegd aan de kolen of werd geïnjecteerd in het syngas dat uit de recyc1ekoeler komt. Bij deze "in-situ" reiniging ontstond er veel restprodukt en er bleek niet voldoende zwavel verwijderd te worden zodat extra ontzwaveling nodig was. Bovendien is het geproduceerde CaS giftig.

Zowel zinkoxide als zinkferriet bleken niet bruikbaar te zijn omdat ze niet regenereerbaar zijn of omdat het materiaal snel degradeert. Zinktitanaat wordt momenteel getest in fluïde-bedden maar ook dit geeft problemen met degradatie en sulfaatvorming.

- Uzer(meng)oxiden

Aan de Universiteit Utrecht wordt onderzoek gedaan naar ijzeroxide (Fe203) op een drager.

Dit absorbens wordt bij 400°C geregenereerd met een zuurstof bevattende gasstroom. De regeneratiereaktie is exotherm (LlH=-355 KJ/mol O₂₎ wat problemen kan geven bij het toepassen van gepakte bedden (sintering). Het grootste probleem is echter de vorming van ijzer(III)sulfaten die niet regenereerbaar zijn. Als oplossing is gekozen voor het toevoegen van molybdeenoxide aan het absorbens. Deze ijzer-molybdeenmengoxiden zijn te regenereren met zuurstof. Omdat dit weer een exotherme reaktie is wordt lucht verdund met stikstof gebruikt. Daardoor komt zwaveldioxide in zeer verdunde vorm vrij en nemen de verwerkingskosten van

het gas toe. Zwaveldioxide moet gedeeltelijk met reducerend gas worden omgezet in H2S voordat het in een Claus/Scot eenheid omgezet kan worden in elementaire zwavel. Het is beter om H2S bij de regeneratie te produceren omdat dan het reducerende gas gebruikt kan worden om electriciteit te produceren. In Utrecht probeert men nu een regeneratieproces te ontwikkelen waarbij direct elementaire zwavel wordt gevormd.

In Japan (Kawasaki Heavy Industries, LTD) test men momenteel een bewegend bed installatie voor de verwijdering van H2S en COS. Deze installatie bestaat uit drie bewegende bedden waarbij het eerste bed vooral dienst doet als stofvanger.

Het absorbent bestaat uit een poreuze alumina-silica drager geïmpregneerd met ijzeroxide. De bedden worden bedreven bij 400 tot 500°C. De temperatuur in de regenerator kan oplopen tot 800°C. De nadelen van ijzeroxide zijn ook in Japan gevonden. De H2S concentratie in het syngas wordt verlaagd tot onder de 100 ppm wat tot gevolg heeft dat er waarschijnlijk nog extra ontzwaveld moet worden. Het regeneratieafgas bevat slechts 2 vol. % S02' Dit S02 wordt omgezet in elementaire zwavel in een gepakt bed reaktor door middel van directe reductie. De Co-Mo katalysator in deze reaktor werkt bij een temperatuur van 300°C.

- Tinoxide

Bij Haldor Tops~e AIS in Denemarken is een tinoxide absorbens ontwikkeld. De volgende reaktie vindt hier plaats:

Het proces bestaat uit twee gepakte bedden. De absorbtie vindt plaats in de ene reaktor bij 400°C. Carbonylsulfide wordt in de reaktor omgezet in H2S door de hydrolysereaktie:

De andere reaktor wordt geregenereerd met stoom van 450 tot 500°C. Regeneratie met stoom heeft een aantal voordelen ten opzichte van regeneratie met lucht/zuurstof.

De regeneratie reaktie is hier thermo-neutraal en niet sterk exotherm. Er wordt H2S geproduceerd die, na afscheiding van H2 in een Claus/Scot eenheid omgezet kan worden in elementaire zwavel. Ook belangrijk is dat syngas en stoom geen explosief mengsel vormen terwijl dat met lucht/zuurstof wel het geval is. Dit proces is in staat de zwavelconcentratie te verlagen tot 10 ppm.

Een nadeel van Sn02 is dat bij gebruik in het Shell-proces extra stoom toegevoegd moet worden aan het syngas omdat anders teveel Sn02 gereduceerd wordt tot Sn waarna metaal verlies kan optreden:

CO reageert niet met Sn02 beneden de 500°C. Ook een nadeel is het feit dat bij de ont-zwavelingsreaktie waterstofgas gebruikt wordt. Dit waterstof moet bij de regeneratie weer afgescheiden worden van H2S.

Aan de TU-Delft is een onzwavelingsproces ontwikkeld dat in dit ontwerp toegepast wordt. Als absorbent wordt gebruik gemaakt van MnO/y-Al₂0_3• De volgende reaktie vindt hier plaats:

Uit onderzoek is bebleken dat y-Al₂0₃ niet alleen als dragermateriaal, met een groot specifiek oppervlak en een goede poriestructuur, fungeert. Het alumina vervuld ook een rol als oxidisch-rooster waarin Mn zodanig wordt opgenomen dat een "oppervlakte aluminaat" (spinelstructuur) ontstaat waardoor regeneratie met stoom mogelijk wordt.

De regeneratiereaktie is thermo-neutraal. De regeneratieprodukten zijn alleen stoom, stikstof en H₂S. Het H₂S kan na koeling afgescheiden worden van het water in een gas/vloeistof scheider. Vast zwavel kan afgefilterd worden. Het water kan van H2S ontdaan worden door

het bijvoorbeeld te strippen met de voedingslucht van de Claus/Scot-eenheid of met de stikstofstroom die gebruikt wordt voor droging van de monoliet.

De afgekoelde H₂S-stroom wordt naar de Claus/Scot-eenheid afgevoerd waar het verwerkt wordt tot elementaire zwavel. De kosten van de H₂S-recovery uit het afgas kunnen mogelijk gedekt worden met de opbrengst van de zwavel die geproduceerd wordt.

3.4.1 Uitvoering en condities

Het absorbens is aangebracht op een monoliet. De monoliet is gestapeld in een roterende reaktor met een diameter van 1 Y2 meter. Het ruwe syngas wordt door de reaktor gevoerd. Het gereinigde gas verlaat de reaktor aan de andere zijde. Door toepassing van een monoliet wordt de drukval laag gehouden. Omdat de reaktor roteert kan tegelijkertijd het ingezwavelde absorbens geregenereerd worden met stoom. Dit gebeurd in tegenstroom (zie bijlage XIV). Om de stoom te verwijderen en de monoliet te drogen wordt het geregenereerde reaktor gedeelte ook nog met stikstof gespoeld.

Het absorbens moet na ongeveer 2 jaar vervangen worden. Het mangaan kan uit de monoliet teruggewonnen worden. Met dit systeem is het dus mogelijk om grote gas stromen continu te ontzwavelen. Carbonylsulfide wordt door het absorbent ook verwijderd. COS wordt waarschijnlijk direct op het oppervlak omgezet in MnS/y-AI₂0₃ en CO_{2 •}

Omdat de regeneratiereaktie met stoom uitgevoerd wordt is een grote waterconcentratie in het syngas niet acceptabel. Bij het Shell-proces is de waterconcentratie in het syngas erg laag. Omclat er veel koolmonoxide in het syngas aanwezig is vindt de water-gas shiftreaktie plaats:

Deze reaktie zorgt voor een geringe verlaging van de waterconcentratie.

Omdat de capaciteit van de acceptor te laag is bij lagere temperaturen wordt de reaktor bij een temperatuur van 850°C bedreven. De druk is ongeveer 27 bar (het evenwicht is niet drukgevoelig). Om deze zware condities te weerstaan is de reaktor geheel van keramisch materiaal gebouwd.

De hier beschreven methode van ontzwavelen (reaktor en acceptor) wordt momenteel in het laboratorium getest in Delft. Tevens kan er op korte termijn, in Zweden, onder realistische condities getest worden in een experimentele vergassingseenheid.

Het principe van een roterende reaktor om afgasstromen te behandelen wordt al lange tijd toegepast door Bauart Kraftanlagen in Heidelberg. Deze firma bouwt grote deNOx-eenheden (zie bijlage X). Hierbij heeft de reaktor een diameter van 19Yz meter en een roterend gewicht van 1130 ton.

De reaktor in dit ontwerp wordt veel kleiner en lichter (zie hoofdstuk 5.2.1) maar moet wel opereren bij hogere temperatuur.

Bij het ontwerp van de reaktor is er van uitgegaan dat de syngasstroom ver genoeg ontzwaveld wordt (Y2 ppm) om in de brandstofcel ingevoerd te worden. In het geval dat bijvoorbeeld het toerental van de reaktor niet geheel goed is kan het voorkomen dat de H₂

S-concentratie tijdelijk te hoog is in het gas na de reaktor. Om te voorkomen dat de shiftkatalysator (die op zich goed bestand is tegen zwavel) vervuild wordt en, belangrijker, dat de brandstofcel vrij blijft van zwavel is er een "guard-bed" met zinkoxide geplaatst voor de shiftreaktor. De temperatuur is daar laag genoeg (337°C) om zinkoxide te kunnen toepassen.

Dit "guard-bed" staat parallel geschakeld aan de hoofdleiding. Als de concentratie H₂S te hoog wordt zal de gasstroom pas door het bed geleid worden. Het bed heeft een te grote drukval om er continu de gasstroom door te leiden.

Het nadeel van zinkoxide is dat het na gebruik niet meer geregenereerd kan worden en dus als chemisch-afval afgevoerd moet worden. Bij het goed functioneren van de roterende ontzwavelaar zal dit echter zelden moeten gebeuren.

3.5 HT - en LT -shift reaktoren

Om de brandstofcel optimaal te laten functioneren wordt het synthese gas onder evenwichts-condities in de brandstofcel gebracht. Dit op evenwicht brengen wordt gedaan met een HT-(High Temperature)shift reaktor. Het op evenwicht inbrengen van het synthese gas voorkomt grote temperatuur veranderingen ten gevolge van de exotherme water-gas shift reaktie die in de brandstofcel verloopt. De brandstofcel zal beter functioneren met een geleidelijk temperatuur verloop. Door het verlopen van de exotherme reaktie vooraf zal de warmte-produktie verminderen zodat minder warmte in de cel behoeft te worden afgevoerd. Hierdoor zal de grootte van de· recycle stroom aan de kathode kant van de brandstofcel worden teruggedrongen.

De voornaamste reden voor het gebruik van een LT-(Low Temperature)shift reaktor in het proces is het maximaal benutten van de brandstof. Het grootste gedeelte (::::; 85 %) van het onomgezette CO dat uit de brandstofcel komt wordt door de LT-shift reaktor met H₂0 omgezet in H2 en CO2 • Dan is meer dan 99% van de oorspronkelijke hoeveelheid koolmonoxide in het synthese gas omgezet. Na de membraanscheiding wordt een H₂ -rijke stroom naar de brandstofcel teruggevoerd (31,32). Deze stroom is, in combinatie met de produktstroom uit de HT-shift reaktor, de voedingstroom van de brandstofcel.

3.5.1 Proces condities

De druk waarbij de water-gas shift reaktoren bedreven worden hangt af van de plaats in het proces. De druk in de HT -shift reaktor is hoog en wordt bepaald door de druk van de proces stroom na de ontzwaveling (::::: 27 bar). De druk van de LT-shift reaktor wordt bepaald door de druk van de proces stroom na de brandstofcel (7 bar). Het is gunstiger voor de activiteit van de katalysator in de LT-shift om deze boven de 20 bar te houden. Drukverhoging kost echter compressievermogen. Bovendien zal onder die condities condensatie van H20 plaats vinden waardoor het shift evenwicht negatief wordt beïnvloed. Het water-gas shift evenwicht ligt gunstig bij lage temperaturen. De reaktiesnelheid neemt echter toe met toenemende temperatuur. In de arnmoniaksynthese worden deze tegenstrijdige belangen opgevangen door de shift reaktie in een hoge en lage temperatuur reaktor te laten plaatsvinden[21• Ook in dit proces wordt van deze combinatie gebruik gemaakt. In de HT-shift reaktor wordt een grote hoeveelheid synthese gas met grote reaktiesnelheid onder minder gunstige evenwichtscondities omgezet. In de LT -shift reaktor wordt onder gunstiger evenwichtscondities een kleinere hoeveelheid synthese gas met kleinere reaktiesnelheid omgezet. De temperatuur waarbij de shift reaktie plaatsvindt is afhankelijk van de temperatuur van de gebruikte katalysator. Voor de HT-shift reaktor ligt deze bedrijfs-temperatuur tussen de 610 en 750 K en voor de LT-shift reaktor tussen de 460 en 560 K [511.

Omdat de water-gas shift reaktie exotherm is zal, onder adiabatische condities, de temperatuur van de proces stroom stijgen. Omdat de temperatuur niet te hoog mag worden voor de katalysator en om de evenwichtscondities gunstig te houden zal tussen de katalysatorbedden worden gekoeld. De warmte die vrijkomt bij de tussenkoeling kan gebruikt worden voor stoornproduktie. Het is echter wel noodzakelijk dat de koeling goed geregeld kan worden. Dit is nodig om te voorkomen dat de temperatuur in de reaktor te hoog oploopt.

3.5.2 Hulpstoffen

In de HT- en LT-shiftreaktor wordt respectievelijk een ijzer-katalysator (regenereerbaar) en een koper-katalysator (niet regenereerbaar) gebruikt. De katalysatorkeuze wordt bepaald door de technologie die wordt toegepast in de ammoniak synthese.

Het toevoegen van stoom aan het ontzwavelde synthese gas is om twee redenen van essentieel belang. De eerste reden is koolstofvorming. Door de aanwezigheid van een hoog percentage koolmonoxide in het synthesegas kan bij hoge temperaturen koolstof worden afgezet [611• Toevoeging van stoom zal dit voorkomen. Verder heeft het toevoegen van stoom een gunstig effect op de ligging van het shift evenwicht. Het ongelimiteerd toevoegen van stoom is echter een dure optie. Daarom is ervoor gekozen zoveel stoom toe te voegen dat de verhouding H20/CO minstens 2 wordt. Dit maakt koolstof depositie thermodynamisch onmogelijk [29.51.611. Ook is met deze verhouding in het synthesegas mengsel, onder geregelde temperaturen, een vergaande conversie van koolmonoxide mogelijk.

3.6 MCFC

De brandstofcel die in het ontwerp gebruikt wordt is van het gesmolten carbonaat (MCFC)-type. Hier is voor gekozen vanwege de beschikbaarheid van een Aspen Plus™ module voor de simulatie ervan. Bovendien wordt verwacht dat dit type cel de demonstratiefase zal bereiken binnen 5 à 10 jaar [191. De MCFC bestaat uit anode en kathode met daartussen een mengsel van alkalicarbonaten (Li, Na, K). Dit mengsel zorgt in gesmolten toestand voor de geleiding van carbonaationen van de kathode naar de anode. De vrije electronen, die een rol spelen in de reakties, zorgen ervoor dat de cel als stroombron fungeert. De invloed van de druk en de samenstelling van de gasstromen op de electrische spanning wordt weergegeven door de vergelijking van Nemst :

(1)

Het geleverd vermogen wordt gegeven door:

W = I*Ll.V (2)

3.6.1 Procescondities

De condities waarmee gerekend wordt zijn:

- anodevoeding bevat geen zwavel en is op evenwicht, - anode- en kathodevoeding op 600eC en 7 bar,

- geen drukval over de cel,

- 80% van de anodevoeding wordt omgezet,

- Voeding aan kathode bestaat uit lucht met extra CO2 •

3.7 Membraanscheiding

In het ontwerp is een scheidingsstap opgenomen om na de MCFC H2 af te scheiden en terug

te voeren naar de brandstofcel. Hierdoor wordt het vermogen van de cel verhoogd (zie vgl. 1). Om de scheiding bij hoge temperatuur uit te kunnen voeren is het nodig om een keramisch membraan te gebruiken. Polymere membranen zijn nl. slechts bruikbaar tot zo'n 200e

c

_[15,36

1.

Omdat de technologie van keramische membranen erg nieuw is, zijn er nog weinig industriele toepassingen te vinden. Het ontwerp van de hier beschreven scheidingsstap is dan ook gebaseerd op gegevens uit laboratoriumopstellingen.

3.7.1 Membraantype en bereiding

Uit de gegevens beschreven in [36] blijkt dat een y-alumina membraan met een Si0₂ toplaag,

type Al1-Sil-A (type 1), een goede HiC0₂ scheiding geeft (selectiviteit a=7.4, T=300°C). Een ander membraan dat theoretisch goede resultaten zou kunnen opleveren is type Al3-SiTilOBu2 (type 2 : a=9.25, T=200°C). Omdat de H2 permeatiesnelheid bij type 1 groter is,

F=2.17e-5 tegen F=7.4e-7 mol*m-2*s-I*Pa-1 voor type 2, is voor dit type gekozen voor de verdere berekeningen. Het membraan bestaat uit een enkele y-alumina drager met een dubbele toplaag bestaande uit een ~-alumina laag en een Si02 laag van 100 nm, met een dichtheid van

2200 kg/m3 en een porositeit van 0.4. Deze laag zorgt voor de werkelijke scheiding.

3.7.2 Uitvoering

In het onderzoek van Lange [36] zijn de membranen als een vlakke plaat geproduceerd. Bij

ECN zijn echter buisvormige aluminamembranen geproduceerd die eveneens uit drie lagen bestaan. Deze membranen zijn hierdoor beter toe te passen wanneer een groot scheidend oppervlak nodig is. De membranen bestaan uit een buis van 700 mm lengte en 4 mm uitwendige diameter (oppervlakte/volume (ON)-verhouding van 1000 m2/m3). Voor de in het ontwerp bepaalde scheiding zijn ca. 43688 buizen nodig verdeeld over twee modules van 223.1 rn2 (25362 buizen) en 161.2 m2 ( 18326 buizen) oppervlak. In verband met de drukval worden de buizen niet te lang genomen.

3.8 Katalytische incinerator

In het gas wat uit de membraan-module komt is waterstof en koolmonoxide aanwezig. Een deel van deze gasstroom moet gerecycled worden naar de kathode van de brandstofcel omdat daar CO2 gebruikt wordt. Koolmonoxide moet echter eerst omgezet worden in CO2 omdat CO

niet naar de kathode gevoerd mag worden. Het waterstofgas moet worden omgezet in water. Omdat de gasstroom weinig CO en H2 bevat is gekozen voor een katalytische incinerator voor

de verbranding. De voordelen ten opzichte van een thermische incinerator zijn :

- Een thermische incinerator vraagt veel extra brandstof om het gas op een hoge temperatuur (700-900°C) te brengen. Deze hoge temperatuur kan ook problemen geven met (thermische) NO_x vorming. Een katalytische module werkt op een veel lagere temperatuur (±350°C) en is dus bij het opstarten ook veel sneller op bedrijfstemperatuur.

- De operatie van een katalytische incinerator is simpel en de onderhoudskosten zijn laag. Afhankelijk van de gekozen katalysator zal de inhoud eens in de 2 tot 5 jaar vervangen (en geregenereerd) moeten worden.

Een nadeel van een katalytische reaktor is dat de ingevoerde gas stroom vrij moet zijn van stoffen die de katalysator kunnen vergiftigen (S, Cl, alkalizouten). In het proces zoals hier beschreven zal de invoerstroom nagenoeg vrij zijn van vervuilende stoffen omdat de, eerder in het proces geplaatste, brandstofcel op dit gebied ook hoge eisen stelt. Omdat er een grote

gasstroom door het bed gevoerd wordt is het van belang de drukval zo gering mogelijk te maken. Het beste is waarschijnlijk om de katalysator aan te brengen op een monoliet. In de literatuur [12.31.50.631 wordt er geen katalytische incinerator beschreven die geschikt is voor

de specifieke omstandigheden in ons proces. Daarom werd, via Interduct, contact opgenomen met Haldor TopS!1Se NS in Denemarken (bijlage IX). Deze finna zou een "Novel catalytic bumer concept in MCFC environment" beschikbaar hebben. Na telefonisch contact werd ons infonnatie beloofd die helaas nooit aangekomen is.

Voor de genoemde toepassing kan een aantal soorten katalysator gebruikt worden. De edel-metalen platina en palladium zijn duur maar werken goed bij lagere temperaturen. Daarnaast kan gekozen worden uit indium(lIl)oxide, vanadium(V)oxide, koperhoudende katalysator of bijvoorbeeld een mengsel van koper, mangaan en palladium aangebracht op alumina korrels. In ons ontwerp zijn we er van uitgegaan dat alle CO en H2 omgezet wordt in de module. We nemen een brandstof/lucht verhouding aan van 1 :2. De lucht is afkomstig van de luchtcompressor (C5). De module werkt bij een druk van 7.125 bar en een temperatuur van 347°C.

3.9 CO2 opslag

Mondiaal wordt enkele miljoenen tonnen aan CO₂ gebruikt. Dit is ca. 0.1 % van de totale emissie aan CO2• Wanneer deze emissie verminderd moet worden, in verband met het

broeikaseffect, moet het verwijderde CO₂ opgeslagen worden. Mogelijkheden hiervoor zijn opslag in lege aardgasvelden en watervoerende lagen (aquifers) [441.

Opslag in lege aardgasvelden is toereikend voor enkele tientallen jaren (Capaciteit in Nederland is ca. 10 Gt C). Tot 2040 is de beschikbaarheid ca. 3.6 Gt C, dit is ca. 22 keer de Nederlandse CO₂ uitworp in 1990 [35

1. De geschiktheid is bewezen door de aanwezigheid van gasdichte koepels. De mogelijkheid van opslag in aquifers is onzeker omdat de geschiktheid hiervoor niet bewezen is. Een grove schatting is dat er in de EG aquifers zijn voor een equivalent van ca. 550 Gt C waarvan ca. 5-20% geschikt kan zijn voor opslag van CO_2.

De recovery aan CO2 die met dit ontwerp gehaald wordt is ca. 70% (zie hoofdstuk 9.2). Indien een hogere recovery geëist wordt, kunnen nog verschillende "end of pipe" methoden (lage temperatuur) worden toegepast zoals oa. Pressure Swing Adsoprtion (PSA), Purisol, Selexol en Sulfinol [3.261. Enige voor- en nadelen van deze en andere technieken zijn vermeld in bijlage XIII.

. 4 Hulpstoffen en chemisch/fysische informatie

In dit hoofdstuk volgt een opsommmg van fysische en chemische informatie die nodig is voor het ontwerp van de shift reaktoren. Gegevens over CO2, CO, H2 en H2S zijn weergegeven in

bijlage XII.

4.1 Stoffen en fysische eigenschappen

Voor de berekening van het adiabatische gedrag in de shift reaktoren werd als eerste benadering aangenomen dat het synthese gas zich als een ideaal gas gedraagd. De warmte-capaciteit kon hierdoor worden berekend met de methode zoals die wordt gebruikt in Smith en Van Ness [56_1.

De waarden van de warmtecapaciteit voor de in het synthese gas aanwezige stoffen werden berekend met onderstaande formule.

(3)

De waarden die voor de karakteristieke constanten a,b en c zijn gevonden zijn weergegeven in onderstaande tabel [561•

Tabel 2 : Karakteristieke const anten van ideaal gas voor berekening van de specifieke warmtecapaciteit bij c onstante druk

i---7

11

H

2 HzO

I

CO

I

CO2

I

Nz

I

a 3.249 3.470 3.376 5.457 3.280

b*103 0.422 1.450 0.557 1.045 0.593 c*1O-s 0.083 0.121 0.031 1.157 0.040

Als eerste benadering is een ideaal gas aangenomen. Deze aanname is bij de hoge drukken van het ontwerp niet correct. Voor de uiteindelijke berekening van de warmtecapaciteit is het flow sheet programma Aspen Plus™ gebruikt. Hierin wordt gewerkt met een gecorrigeerd model van Redlich-Kwong.

Voor het ontwerp van de shift reaktoren is gebruik gemaakt van de volgende katalysator-gegevens [511•

Tabel 3 : Katalysatorgegev ens voor shift reaktoren Type --7

"

Fe-katalysator

,

Cu-katalysator

,

Samenstelling F~O/Cr203 _{Cu / ZnO / Al20 3}

T_max (K) 750 560

Dp*Lp (m2) (6.34*10'3)2 (6.34* 10'3)*(3.17* 10,3)

Pb (kg/~3) 1121.28 1441.65

Pc (kg/m3) 2018.3 2482.84

Vergiftiging door : F,S,B,anorg.zout ~ 50 ppm S, halogenen, onverz. kool waterstoffen

Levensduur ca. 4 jaar 2-3 jaar

4.2 Reakties, reaktie-evenwicht en reaktie-enthalpieën

De water-gas shift reaktie, is de reaktie zoals hieronder weergegeven.

(4)

In het ontwerp zijn 4 plaatsen waar de water-gas shift reaktie een rol speelt:

- In de ontzwavelaar. Hier wordt aangenomen dat het evenwicht zich onmiddelijk instelt bij de heersende temperatuur, zodat het syngas op evenwichtscondities de ontzwavelaar verlaat.

- In de LT- en HT-shift reaktor,

- In de brandstofcel.

De evenwichtsconstante wordt gegeven door formule 5 en is een functie van de temperatuur zoals gegeven door formule 6 en 7 [611.

K [H2]*[C02] YH/YC02 [H20)]*[CO] YH₂0*Y CO K =exp(Z *(Z *(0.63508-Z *0.29353 )+4.1778)+0.31688) Z= 1000_1 T (5) (6) (7)

De standaard reaktiewarmte wordt berekend volgens :

(8)

De enthalpieverandering van de reaktie kan berekend worden met de volgende differentiaal-vergelijking [56_1.

dtili o=t1C °dT _p . (9)

Hierbij kan de verandering van de standaard warmtecapaciteit als functie van de temperatuur als volgt worden uitgedrukt:

met :

M=~va_~ .

1 1

Voor Llli en .6.C gelden analoge definities.

Integratie van vergelijking 9 vanaf 298.15 K, levert:

o ° /:ill 2 2 A 1 1 )

tili T = tili_29S+R *(M *(T -298)+-*(T -(298) )-uC*( - - - )

2 T 298

De standaard reaktiewarmte kan nu berekend worden als functie van de temperatuur. (10)

(11)

5 Ontwerp berekeningen en materiaalkeuze 5.1 Constructiematerialen

Bij de keuze van de constructiematerialen voor de bouw van deze electriciteit producerende installatie moet rekening worden gehouden met het feit dat in het grootste gedeelte van de installatie relatief hoge drukken (1-28 bar) en temperaturen (20-1500°C) heersen. Het materiaal moet hiertegen bestand zijn. Er zijn echter een aantal specifieke plaatsen waar extra aandacht noodzakelijk is.

Bij het op temperatuur brengen van de vergasser zal er expansie optreden van het leidingwerk. Flexibiliteit is dus gewenst.

- In de recyc1ekoeler wordt de gasstroom enkele honderden graden afgekoeld. Het materiaal moet bestand zijn tegen deze grote temperatuursverschillen (geen koolstofstaal).

- De ontzwavelaar is gebouwd van keramisch materiaal en zal dus bestand zijn tegen de corrosieve gasstroom. Het leidingwerk moet bestand zijn tegen waterstofsulfide en zwavelzuur onder hoge temperatuur en druk. IJzer met een hoog silicaat-gehalte (14 tot 14% Si) is hier goed tegen bestand. Dit materiaal is echter erg bros. Ook roestvast staal (type 316 met molybdeen toegevoegd) is bij lagere temperaturen geschikt. Roestvast staal met veel nikkel is bestand tegen reducerende omstandigheden. De prijs van "hoge legering" metalen is echter hoog. Misschien is het mogelijk om bijvoorbeeld de gas/vloeistof scheider (VI) bij de ontzwavelaar te voorzien van een "glass lining (glass enamel)".

- In de waterstof-retourleiding (31) kan brosheid van het materiaal optreden omdat H2 geabsorbeerd wordt (en reageert). AHoy steels zijn hier beter tegen bestand dan gewoon koolstofstaal. Beneden 500°C kan echter koolstofstaal gebruikt worden.

- Het materiaal toegepast in de shift-reaktoren mag de katalysator niet vergiftigen.

5.2 Ontzwaveling

Voor de berekening van de reaktor is er van uit gegaan dat de volgende reakties plaats vinden:

H2S

+

CO .. COS

+

H2 (sour-gas shift reaktie)

Alle carbonylsulfide wordt omgezet in waterstofsulfide. Voordat het absorbens doorbreekt wordt alle H₂S geabsorbeerd. Op de y-A1₂0₃ wordt 15 gew. %(totaal gewicht) mangaan aangebracht. De molverhouding mangaan/zwavel is na inzwaveling 1:0.9.

Omdat niet alle mangaan gelijkmatig ingezwaveld zal worden (aan het eind van de reaktor minder) gaan we uit van een effectieve benutting van het absorbens van 70%.

De temperatuur van de gas stroom is 850°C. De druk is 27.4 bar.

Experimenteel is bepaald dat de minimale verblijf tijd in de reaktor ongeveer 0.2 seconde moet zijn. Als verblijf tijd van het gas in de reaktor wordt daarom 0.3 seconde genomen. De gassnelheid in de reaktor is 18 mis.

De diameter van de kanaaltjes in het monoliet bedraagt 2.25 milimeter. De stroming in de kanaaltjes zal turbulent zijn. Om de drukval over het monoliet te berekenen is gebruik gemaakt van formule 13 (Degussa, Votruba: experimentele gegevens) :

/:lP T = n* [ 0.55*(1-8) + (0.158* L)

1

* Q * W 2

(Re 0.25* d)

(13)

LW : Drukval over de reaktor (Pa) n : Aantal monoliet lagen (1)

ê : Void fraction (0.6) L : Monoliet lengte (5.4 m) d : Kanaaldiameter (2.25* 1Q-3m)

p : Dichtheid van het gas (5.953 Kg/m3)

w : Lineaire snelheid van het gas (18 mis)

Re : Reynolds getal (5658.17)

11 : Viscositeit van het gas (4.26. lO-SN

*

s/m2) De drukval over de reaktor bedraagt 0.85 bar.

5.2.1 Berekeningen

Omdat de verblijftijd en de gassnelheid vastliggen is de lengte van het monoliet bekend. Deze wordt 5.4 meter. In totaal is 9.54 m3 absorbens aanwezig. Hiervan is de helft (4.77 m3)

beschikbaar voor acceptatie, de rest wordt geregenereerd of gedroogd.

De dichtheid van het geïnpregneerde monoliet bedraagd 705.88 kg/m3• In totaal is dus 3367.05

kg acceptor aanwezig. Hiervan is 505.06 kg (9.19 kmol) mangaan (molgewicht 54.931 g/mol). Omdat 70% effectief benut wordt en per mol mangaan 0.9 mol zwavel wordt vastgelegd, kan er 5.79 kmol zwavel in de reaktor worden opgenomen.

Per seconde wordt er 15.1 mol H2S aangeboden. In 6 minuten en 24 seconden moet het

absorbens dus geregenereerd worden.

De regeneratie wordt uitgevoerd met stoom van 27.4 bar en 850°C. Om dit te bereiken moet de stoom sterk oververhit worden. In de plant is stoom aanwezig van 40 bar met een temperatuur van 410°C. Deze stoom moet dus in druk verlaagd worden en verder opgewarmd. Dit kan in het fornuis (F1) voor de brandstofcel gebeuren maar er zal elders nog verder verhit moeten worden.

Aangenomen wordt dat per mol zwavel 5 mol stoom nodig is om het absorbens volledig te regenereren. In totaal is er dan 28.96 kmol stoom nodig. Stel dat er 5 minuten geregenereerd wordt, dan moet er per seconde 1.74 kg stoom beschikbaar zijn.

Na de regeneratie wordt het absorbens gedroogd met 5 reaktorvolumes N₂ (23.85m3_=6.99 kInol). Dit moet in de resterende tijd (1 min. 24 sec.) plaatsvinden. Er moet daarom 2.33 kg/s. N2 beschikbaar zijn met een temperatuur van ca. 850°C en 27.4 bar. In de plant is N2 beschikbaar, uit de luchtscheidingfabriek, met de juiste druk. Voordat het gebruikt kan worden voor het spoelen van de ontzwavelingsreaktor moet het echter wel eerst op de juiste temperatuur gebracht worden.

5.3 HT - en L T -shift reaktoren

De reaktiekinetiek voor de HT- en de LT-shift reaktoren wordt gegeven door vergelijking 14. De reaktiesnelheid zoals gegeven in deze vergelijking is gegeven door een fabrikant van de katalysatoren [51_1.

-Reo

(14)

Voor de HT- en LT-katalysator zijn verdere gegevens over de activiteitsfactor (\jf) en de reaktiesnelheidsconstante (k) weergegeven in tabel 4 [51_1.

Tabel 4 : De activiteitsfactor en de reaktiesnelheidsconstante voor de HT- en LT-shift katalysator.

I

Type -7 11 Fe-katalysator

I

Cu-katalysator

I

I

l/T

I

4 O.86+0.14*P (P~20.26) (P:::;25.12) k 15.95-4900/T 12.88-1856/T

De gas fracties van de verschillende gassen worden aan de hand van de conversie van koolmonoxide bepaald.

Yeo

=

Yeoo ,

*

(I-i;)

(15)

(16)

(18)

Er werd een massabalans over een katalysatorbed opgesteld. Hieruit werd de volgende differentiaalvergelijking afgeleid [541.

(19)

Voor de warmtebalans over een katalysatorbed geldt:

(20)

Ten slotte werd een differentiaalvergelijking verkregen van de druk als functie van de katalysatormassa (Ergun) [54 1. dP

=

-ik

*

1 _ _ c/J_m_{_ _}

_*

_dM s3 P _g *Pb*D *A _P 2 (21) (22)

Deze vergelijkingen werden ingevoerd in het rekenprogramma RRstiff en simultaan opgelost. Hiermee werden profielen over het katalysatorbed verkregen van de conversie, temperatuur en de druk. De berekende waarden van de conversie, temperatuur, druk, beddiameter, bedhoogte en inert materiaal volume zijn weergegeven in de tabellen 5 en 6. Het inert volume is gebaseerd op 20% van de grootste bedlengte. Verdere gegevens van de shift-reaktoren zijn gegeven in de specificatiebladen in bijlage XVIII. 1.

Tabel 5 : Berekende gegevens van de HT -shifter

I

11 bed 1

I

bed 2

I

bed 3

I

M (kg) 10700 16800 30200

Çin - çout (0.00-0.223) (0.223-0.450) (0.450-0.668)

Tin - Tout (K) (610.0-690.1) (610.0-690.1) (610.0-685.2)

Pin - P out (bar) (26.08-25.99) (25.74-25.61) (25.39-25.52)

D (m) 4 4 4

H (m) 0.76 1.20 2.13

Tabel 6 : Berekende gegevens van de LT -shifter

1 I1 bed 1

I

bed 2 I

M (kg) 111000 96500

Çin - çout 0.00 - 0.649 0.649 - 0.837

Tin - Tout (K) 486.0 - 503.7 486.0 - 491.1 Pin - P_{out (bar)} 6.700 - 6.232 5.982 - 5.522

D (m) 6.5 6.5

H (m) 2.30 2.02

V inert (m3) 13.88 13.88

5.4 MCFC resultaten

Aangenomen wordt dat er geen drukval over de cel plaatsvindt. Wel is natuurlijk de drukval over de bijbehorende apparatuur (splitter, mixer) meegenomen. Er is voor gezorgd dat in het afgas uit de kathode 10% zuurstof aanwezig is . De koolstof/zuurstofverhouding in het afgas is 0.5. In onderstaande tabel (7) worden een aantal resultaten van de brandstofcel gepresenteerd.

Tabel 7 : Resultaten MCFC

Oppervlak Emf Voltage Stroomdicht- Vermogens- Conversie Vermogen heid dichtheid

(m2) (V) (V) (KWN*m2) (KW/m2)

(%)

(MWJ

219100 0.801 0.733 1.5 1.10 80 241.2*

* : Met de DC/AC-converter (met een rendement van 97%) 233.96 MWe.

5.5 Membraanscheiding

5.5.1 Berekening

De berekening van de scheiding, de membraanflux en het membraanoppervlak is gedaan onder de volgende aannamen :

- volledige menging van voeding en retentaat in de module,

- geen temperatuurpolarisatie over het membraan (geldt alleen voor gassen).

Permeaatfractie H_{2 :}

x

_P,H2

=

B-(B2

met

en de selectiviteit a :

Bij gegeven recovery (S) van H₂ wordt de penneaatstroom als volgt berekend:

Het benodigde oppervlak wordt nu :

De recovery aan CO₂ wordt gegeven door :

Condities en fysische gegevens :

a

<I>F P_C02 Ph(M2) P_h(M3) P_H2 PI SH2 Xr,C02 Xr,H2

=

7.406 = 3483,864 = 2.93*10.6

=

20*105 = 5*105

=

2.17*10.5 = 1*105

=

0.999

=

0.8540 = 0.1158 (mol*s-l) (mol *m-2_{*s-1 *Pa-1)} (Pa) (Pa) (mol *m-2_*s-1*Pa-1) (Pa) (23) (24) (25) (26) (27) (28)

De resultaten van de berekeningen zijn : Tabel 8 : Resultaten membraanberekening

I

Membraan

11

xp~

I

~OVS)

1~2)

I

Scm

_I

M2 0.4469 901.74 222.37 0.1677 M3 0.8047 500.27 161.26 0.1961 1 Totaal 11 1 1383.63 1

I

5.5.2 Discussie

Bij de berekening van de membraanscheiding zijn enkele aannamen gedaan die bij deze vorm van uitvoering niet geheel correct zijn. Beter zou zijn om plug-flow door een buis aan te nemen. Hierdoor ontstaat een concentratieprofiel over de lengte van de buis waardoor aan het begin van de buis een betere scheiding plaatsvindt dan aan het eind van de buis. De zuiverheid van de permeaatstroom wordt hierdoor lager dan oorspronkelijk berekend. Om de gewenste zuiverheid te halen is hierdoor een extra stap nodig.

Een model in Aspen Plus™ dat hiervoor ontwikkeld was (USRVP-model, IC.J.M. Goossens (TwAIO), Fakhri (AIO, Apparatenbouw, Delft» is uitgebreid getest. Echter door de ongunstige voedingssamenstelling zou een zeer complexe opstelling nodig zijn om de door ons gewenste zuiverheid en recovery te bereiken. Deze opstelling vereist veel extra compressievermogen.

Vlak voor het uitprinten van het verslag is er nog nieuwe informatie tot ons gekomen.[60] Hierin wordt een membraan vermeld bestaande uit Si02 op poreus glas waarbij de verhouding

van de permeatiesnelheid van een 1: 1 mengsel van H2 en CO2 groter is dan 100 (drukval

=

2 bar). Dit is meer dan 10 keer beter dan het membraan waar nu mee gerekend is. Bovendien is het membraan bestand tegen hogere temperaturen (tot 550°C).

6 Proces regeling

- Ontzwaveling

De gastemperatuur voor de ontzwavelaar (Rl) wordt geregeld met behulp van de recyclekoeler (Hl). De regeneratie van de ontzwavelaar wordt geregeld door de stoomIN2 toevoer te variëren aan de hand van zwave1concentratie metingen in de uitgaande stromen (8,9). De ontzwaveling zelf zal geregeld worden door de rotatiesnelheid van de reaktor te variëren.

Bij het alsnog falen van de ontzwavelaar zal het met zwavel verontreinigd synthese gas worden omgeleid via het guard-bed (RS). Beschadiging in achterliggende proces apparatuur wordt hierdoor voorkomen.

- Water-gas shift reaktoren

De intredende stroom in de reaktoren (R2, R3) wordt gekoeld (H3, H7, HI9). Het is erg belangrijk dat de temperatuur niet te hoog wordt in de katalysatorbedden (sintering, temperatuur "run-away"). Daarom zal er een feed-forward temperatuurregeling nodig zijn die de tussenkoelers H4, HS, H8 en Hl6 aanstuurd.

- Brandstofcel

De brandstofcel (MS) is een zeer gevoelig apparaat. De druk, temperatuur en samenstelling van de voedingsstromen moeten dus goed geregeld worden. De druk van de annode-voedingsstroom wordt door een expander (El) op de gewenste waarde gebracht. Bij falen van de expander wordt de stroom door een, parallel aan de expander staande, smoorklep (M6) geleid.

De temperatuur van de stromen die de cel ingaan worden met fornuizen (FI, F2) geregeld. Deze fornuizen worden gestookt met syngas. Ze moeten met een feed-forward regeling aangestuurd worden. Het zal echter wel moeilijk zijn om de temperatuur van de uitgaande stroom uit het fornuis nauwkeurig te regelen.

Als de HT -shift reaktor niet goed functioneert kan het gebeuren dat in de brandstofcel grote temperatuurverschillen gaan optreden. Het synthesegas moet dan, tijdelijk, worden afgefakkelt (flare). Ook als de brandstofcel niet goed functioneert zal het synthesegas worden afgefakkelt.

- Membraanscheiding

De temperatuur van de voedingsstromen naar de membraan-units (M2, M3) zal met een feed-forward regeling worden geregeld. De warmtewisselaars HIO en HII en tevens de verhitters H21 en H22 zullen hiermee aangestuurd worden.

- Katalytische incinerator

De gasstroom uit de katalytische incinerator (R4) mag geen koolmonoxide en waterstof meer bevatten. De concentratie van deze componenten moet dus gemeten worden. Bij het niet goed functioneren van de unit moet de recyclestroom naar de brandstofcel onderbroken worden (tijdelijk moet er extra CO₂ gesuppleerd worden uit voorraad). Omdat we geen extra unit parallel hebben staan zal de katalysator, op tijd, gewisseld moeten worden bij een geplande shut-down.

- De stack

De temperatuur van de gasstroom naar de stack zal op 130°C worden gebracht met koeler Hl4 en H18. Deze temperatuur is aan de hoge kant omdat er geen componenten in het gas zitten die makkelijk kunnen condenseren (acid-dew). In de centrale in Buggenum is de stacktemperatuur 80°C.

7 Procesveiligheid

Om een idee te krijgen van de veiligheid is een HAZOP-analyse over een aantal belangrijke apparaten gemaakt (zie bijlage VII). Bovendien is voor H2 en H2S bepaald wat de

explosiegrenzen zijn. Hiervan zijn de volgende waarden bekend : Tabel 9 : Explosiegrenzen H₂ en H2S

1 1

Lo (vol. % in Lb (vol.% in _{T zelfontbr.} MSO_o

lucht)* lucht)* (K) (vol.% O₂)*

H₂

I

4.1

I

74.2

I

673

I

5.0

I

H2S 4.0 46 633 11.5

*

Lo=ondergrens, ~=bovengrens, MSOo=Maximum Safe Oxygen percentage bij mengsel met CO2 (T=20°C;P=lbar)

Omdat het explosiegebied groter wordt met toenemende temperatuur en druk en er waterstof getransporteerd wordt bij 7.8 bar en 1300

e

(32) is een nieuwe MSO berekend volgens :

(29)

P = druk (MPa)

Hieruit volgt dat onder de gegeven condities MSOp = 3.66 vol% O2 = 17.43 vol% lucht.

Omdat bij lekkage altijd meer lucht aanwezig zal zijn, is er sprake van een belangrijk veiligheidsrisico. Om een indruk van dit risico te krijgen is voor H2 de Dow fire and

explosion index (F&EI) berekend. Voor H₂ is de materiaalfactor 21. Met behulp van [37) is een

F&EI uitgerekend van 62.37. Deze index geeft een "degree of hazard" van "moderately heavy" aan. De voorzorgsmaatregelen die genomen moeten worden zijn: ontstekingsvrije ruimten, sprinklerinstallatie, speciaal instrumentarium voor stromen-, druk- en temperatuur-regeling, interne explosiebeveiliging, speciale uitvoering van leidingen en afstandsbediening van de apparatuur.