Steenkoolverbranding in een circulerend fluid bed reactor met regeneratieve zwavelvangst

o

bij het fabrieksvoorontwerp van

André Harms Be Michel van der Laan r - - - , - - - ' - - ' - - " - ,.~, / ) " ff ' d (, on erwerp:., , ~_.

.'

"Steenkoolverbranding in een CF.Bmet '" regeneratieve zwa~el.vangst Kastanjelaan 13 2665 GA Bleiswijk Diepenbrockstraat 256 opdrachtdatum: 6 december 1988 verslagdatum: 16 juli 1990

( ( ( ( ( (

Faculteit der Chemische Technologie en der Materiaalkunde Vakgroep Chemische Procestechnologie

Julianalaan 136 2628 BL Delft

Fabrieksvoorontwerp

Steenkoolverbranding in een

Circulerend Fluid Bed Reactor

met regeneratieve zwavelvangst

A Harms

Kastanjelaan 13 2665 GA Bleiswijk

Uit~fte: 06 december 1988

M.N.T. van der Laan Diepenbrockstraat 256 2625 XD Delft

( ( ( ( ( ( ( (

o

VOORWOORD

Dit verslag geeft het resultaat weer van het ontwerp van een electriciteitscentrale op basis van steenkool. Het ontwerp werd uitgevoerd in het kader van het verplichte vierde-jaars examenvak Chemische Fabriek (ST-44) en het daarbijbehorende FabrieksVoor-Ontwerp. De opdracht is tot stand gekomen in overleg met de medewerkers van de vakgroep Chemische Procestechnologie van de TU Delft. Aan de totstandkoming van het hier gepresenteerde resultaat hebben vele mensen een bijdrage geleverd, waarvoor wij hier onze dank willen uitspreken. Met name de promovendi ir. R. Korbee en ir. E.H.P. Wolff danken wij voor hun waardevolle tips en suggesties.

De in dit verslag geldende conventies voor literatuurverwijzingen en nummering van formules/vergelijkingen en stromen zijn de volgende:

literatuurverwijzingen worden in de lopende tekst aangegeven met de naam van

de eerste auteur gevolgd door een nummer tussen vierkante haken [##]. Dit

nummer verwijst naar de literatuurlijst, zoals opgenomen aan het eind van dit verslag (hoofdstuk 9). Bij gebruik van literatuurgegevens voor bepaalde grootheden

zal daarentegen echter voor de overzichtelijkheid alleen het nummer [##] gegeven

worden (zie bijv. bij hoofdstuk 2: "Uitgangspunten").

Nummering van formules en vergelijkingen geschiedt per hoofdstuk en wordt

aangegeven door het nummer tussen ronde haken (#.#) geheel rechts van de

bladzijde naast de vergelijking aan te geven. Ook verwijzinGen naar formules c.q. vergelijkingen in de lopende tekst zullen op deze manier worden aangegeven.

Eenheden zullen steeds tussen vierkante haken [SS] worden vermeld. Grootheden

waarvan de eenheid niet vermeld is zijn volgens het SI-stelsel gegeven. Afwijkende eenheden zullen daar waar zij optreden steeds vermeld worden. Een lijst van de gebruikte symbolen voor de verschillende grootheden en de daarbijbehorende eenheden is opgenomen in hoofdstuk 8: "Symbolenlijst".

Stroomnummers uit het processchema (bijlage 1) worden in de tekst aangegeven door het betreffende nummer tussen "kleiner-dan/groter-dan" tekens <##>.

Apparaten worden overeenkomstig het schema met een hoofdletter

+

nummer

weergegeven.

( ( ( ( ( ( (

o

SAMENVATIING

De doelstelling van dit fabrieksvoorontwerp was het nader beschouwen van een electriciteitscentrale, waarin de warmte voor het genereren van stoom wordt geleverd door het verbranden van steenkool. Deze verbranding wordt uitgevoerd in een nieuw type reactor, het zogenaamde circulerende fluïde bed. Zwavelafvangst geschiedt met behulp van een regenereerbaar sorbentmateriaal.

Uitgaande van een door de centrale op te wekken vermogen van 100 [MW_e] is dit vermogen uiteindelijk berekend op 103.2 [MWel. Het rendement van de steenkool-verbranding bedraagt 99.999 % (gew/gew); het rendement van de stoomkring is gelijk aan 37.75 %.

Aan een tweede voorwaarde, het kunnen gebruiken van de in de regenerator vrij-gemaakte zwaveldioxide voor het Claus-proces of voor de fabricage van zwavelzuur, kon ook tegemoet worden gekomen. Bij de berekeningen werd gevonden dat de concentratie van het zwaveldioxide in het afgas van de regenerator 7.773 [vol%

1

bedroeg, waardoor toepassing in de zwavelzuurfabricage rendabel is (minimaal gewenste waarde is 5 [vol%]).

Met betrekking tot de kosten voor het proces werd het volgende berekend.

De investeringen bedragen gemiddeld Mf 272.50, de produktie-volume afhankelijke kosten zijn Mf 48.33/jaar en de loonkosten zijn Mf 6.25/jaar. Volgens het 'beste model' volgt dan voor de totale kosten een waarde van

Mi

106.29/jaar.

Wordt er nu van uitgegaan dat de centrale gedurende 90% van het jaar op vol vermogen kan leveren, dan zou de gemiddelde electriciteitsprijs (onder de hier gegeven) condities ca. 13 [ct/kWh] bedragen. Er is dan echter nog geen rekening gehouden met rente en afschri jving.

( ( ( ( ( ( ( (

o

(î CONCLUSIES

Het uiteindelijke doel van dit fabrieksvoorontwerp, het ontwerp van een electriciteits-centrale op basis van steenkool en met een vermogen van 100 [MW_e], is op zich gehaald. Het overall rendement van de centrale is echter (nog) niet zeer hoog, dit is onder meer het gevolg van verliezen in de stoomkring (m.n. via de condensor). Er moet terdege rekening gehouden worden met het feit dat de genoemde prijs van 13 [ct/kWh] nog zeer optimistisch is en wel om de volgende redenen:

De attritie van het sorbent is in dit F.V.O. nog niet meegenomen in de overall modellering; attritie zorgt echter voor stijgende verliezen van het sorbent. En omdat de sorbentprijs voor het hier toegepaste synthetische sorbent vrij hoog is (ongeveer

f

17500/ton) zullen de kosten hiervoor in een eerste afschatting (bij een attritieverlies van 2 [gew%] per cyclus) nog wel eens kunnen vertienvoudigen, Rente en afschrijving van de centrale zijn in de kostenberekeningen niet meegenomen; alhoewel verwacht mag worden dat de centrale een lange levensduur heeft (er kan van zo'n 25 jaar worden uitgegaan) zullen deze twee zaken wel een rol spelen in de totale kosten,

Alhoewel de emissie-eisen bij het ontwerp al strenger zijn gesteld dan de van staatswege opgelegde limieten, is het mogelijk dat door een verdergaande verscherping van de milieunormen additionele investeringen noodzakelijk blijken. Ook de afvoer van het as moet in deze beschouwing worden meegenomen.

Tegenover deze negatieve aspecten staan echter ook nog wel een paar positieve punten. Ten eerste is er door de installatie van de extra ElectroStatische Afscheider (E.S.P. M12) al rekening gehouden met een eventuele verscherping van de limiet op de uitstoot van stof. De huidige eis is namelijk ook zonder deze E.S.P. al haalbaar.

Ten tweede wordt er nog geen optimaal gebruik gemaakt van de aanwezigheid van de Externe WarmteWisselaar (E.H.X. HI4). Dit is onder meer een gevolg van het feit dat de recycle stromen, die in dit F.V.O. zijn berekend, een factor 10 tot 50 kleiner zijn dan in de praktijk (van de pilot-plant installaties) vaak het geval is. In dat laatste geval kan de overdracht van warmte aan de stoomkring meer gespreid worden over de boiler, de convectiepass en de E.H.X. In het geval van een grotere recyclestroom kan eveneens meer proceslucht via het fluïde bed van de E.H.X. voorverwarmd worden. In dit F.V.O. wordt namelijk het grootste deel van deze lucht naar de boiler nog via een (dure) warmte-wisselaar (H7) in de convectiepass voorverwarmd.

Uit de regenerator komt een afgas vrij met een zodanig percentage aan S02 dat verdere verwerking in een zwavelzuurfabriek mogelijk is. Eventuele zuivering van dit afgas, dat naast S02 ook nog grote hoeveelheden CO2 en waterdamp bevat, wordt veronderstelt in de achterliggende installatie uitgevoerd te worden. Het gehalte aan stofdeeltjes in dit afgas is al door de E.S.P. M32 tot een minimum gereduceerd. De temperatuur is hier gesteld op 450 0 C, dit zou de optimale verwerkingstemperatuur voor de fabricage van zwavelzuur zijn. Een eventuele noodzakelijke voorbehandeling van het afgas kan echter een andere temperatuur vereisen. Het afgas heeft wel twee grote nadelen:

1. De hoge corrosiviteit; alle betreffende apparatuur rond de regenerator moet daarom dan ook van corrosiebestendig (duur) materiaal gemaakt worden,

2. Het gas is zuurstofarm, terwijl voor de fabricage van zwavelzuur juist zuurstof benodigd is.

Als laatste vergt de volumineuze apparatuur in het proces een relatief grote investering (boiler RB, cyclonen M9, E.S.P. MI2).

INHOUDSOPGA VE ( VOORWOORD . . . 11 SAMENVA TfING . . . 111 CONCLUSIES . . . . . . IV ( INHOUDSOPGAVE . . . .. V ( ( ( ( ( I

o

n

1. INLEIDING ... 1 2. lITTGANGSP~N . . . 2 2.1 Externe gegevens . . . .. 2 2.1.1 Vermogen en S02-afgasconcentratie . . . .. 2 2.1.2 Afgasspecificaties . . . . . . .. 2

2.1.3 Samenstelling en diameter kolen . . . 2

22Lit . era ur- en ovenge gegevens . . . . tu . 2 2.2.1 Kolen . . . 2 2.2.2 Sorbent . . . . . . .. 3 2.2.3 As .. .... . ... . . ... . . .. . . .. . . .. .. .. 3 2.2.4 Lucht (droog) . . . 3 3. PROCESBESCHRUVING . . . .. 4 4. PROCESCONDITIES EN PROCESAPPARATUUR . . . 6 4.1 Algemeen . . . 6 4.2 De boiler R8 .. . . .. 6 4.3 De convectiepass . . . 7 4.4 De regenerator R27 . . . .. 7 4.5 De externe warmtewisselaar H14 . . . 8 4.6 De cyclonen M9 en M29 . . . 8

4.7 De electrostatische afscheiders (E.S.P.) M12 en M32 . . . 9

5. DI MEN SlO NERING EN BEREKENINGEN PROCESAPPARATUUR ... 10

5.1 De boiler R8 . . . .. 10

5.1.1 Het thermisch vermogen . . . 10

5.1.2 Dimensionering van de boiler . . . 10

5.1.3 De koolverbranding . . . .. 11

5.1.4 De proceslucht naar en de afgassen uit de boiler . . . 13

5.1.5 De drukval over de boiler . . . 14

5.2 De convectiepass ... . . . . . . .. 15

5.2.1 Dimensionering van de oververhitter . . . .. 15

5.2.2 Dimensionering van de luchtvoorverwarmer . . . 16

5.3 De externe warmtewisselaar H14 . . . 18

5.4 De regenerator R27 . . . . . . .. 25

5.4.1 Dimensionering van de regenerator . . . .. 25

5.4.2 De regeneratiereacties . . . 28

l

('

(

(

5.5 De cyclonen M9 en M29 . . . 31

5.5.1 Dimensionering van de cyclonen . . . 31

5.5.2 Stofuitworp en overige emissies uit cycloon M9 ... 31

5.6 De electrostatische afscheiders M12 en M32 . . . .. 33

5.6.1 Dimensionering van de E.S.P.'s . . . 33

6. BAlANSEN . . . 35

6.1 De massabalans . . . .. 35

6.1.1 Algemeen . . . 35

6.1.2 Het computerprogramma KOOLMSOR.PAS ... 35

6.2 De warmtebalans en de stoomkring . . . 38

6.2.1 Procescondities . . . .. 38

6.2.2 Berekening van de stoomcyclus . . . .. 38

7. ECONOMISCHE BESCHOUWINGEN . . . .. 40

7.1 Algemeen . . . 40

7.2 De totale kosten . . . 40

7.2.1 De produktievolume afhankelijke kosten ... 41

7.2.2 De investeringen ... . . . .. 42 7.2.3 De loonkosten . . . .. 46 7.2.4 Totaal . . . .. 46 8. SYMBOLENUJST . . . 47 ( 9. LffERATlnJRLUST . . . 50

I

{ C', 10. BULAGEN . . . B-1 Inhoudsopgave VI

VERVOLG INHOUDSOPGAVE

Tabellen:

(

Tabel 2-1: De emissie-eisen, zoals gegeven in het Staatsblad 2a

Tabel 2-2: Samenstelling van de Poolse 5 kolen 2a

Tabel 2-3: Deeltjesgrootteverdeling van de Poolse 5 kolen 3a Tabel 2-4: Samenstelling van de gebruikte proceslucht 3a Design-parameters voor de "Lapple-standard design" cycloon 30a

Schematisch overzicht van de stoomkring 38a

Tabel 5-1: Tabel 6-1: (

Tabel 7-1: De berekening van de sommatie term Cf

*

pm uit de methode van

Zevnik-Buchanan 44a

Tabel 7-2: De berekening van de "costliness index" volgens de methode van

Taylor 45a

Berekening van de sorbentdiameter als functie van het aantal cycli, ( _{Tabel B-1:}

waarin de kolen uitbranden B-~!ia.

Figuren:

( _{Figuur 6-1: De unit-operations en de bijbehorende proces topologie, zoals gebruikt}

in het computerprogramma KOOLMSOR.PAS 35a

(

(

(

o

( ( { ( ( ( (

o

1. INLEIDING

Momenteel wordt aan de TU-Delft in opdracht van de E.E.G./NOVEM onderzoek verricht aan de verbranding van steenkool met behulp van een fluïde-bed reactor. De toepassing van steenkool voor bij het opwekken van electriciteit is de laatste jaren weer in de belangstelling gekomen vanwege het feit dat men zich steeds meer realiseerde dat de huidige olie- en gasvoorraden niet onuitputtelijk zijn.

De fluïde-bed verbrandingstechniek maakt het mogelijk om de steenkool bij 850 [. Cl te verbranden, waarbij door de goede warmteoverdrachtseigenschappen van het gefluïdiseerde bed het relatief simpel en vooral efficient is om stoom op te wekken via door het bed geleide buizen. Het uitvoeren van de verbranding bij 850 [. Cl heeft bovendien als voordeel dat de vorming van stikstofoxiden (NOJ wordt beperkt.

Het toepassen van een circulerend fluid bed (CFB), waarbij de kooldeeltjes van onder naar boven door een rechthoekige of buisvormige reactor worden heengeblazen, afgevangen door één of meerdere cyclonen en via een (optionele) externe warmtewisselaar weer worden teruggevoerd naar diezelfde reactor, heeft nog twee andere belangrijke voordelen. Ten eerste maakt deze uitvoering het mogelijk om de door de vaste deeltjes meegevoerde warmte in de al genoemde separate, onafhankelijk regelbare, externe warmtewisselaar te benutten, ten tweede is de benuttingsgraad van de kolen (Baaijens [1]) veel beter.

Bij de verbranding van steenkool komt, afhankelijk van het zwavel-gehalte van de kool-deeltjes, een relatief grote hoeveelheid zwaveldioxide (S02) vrij. In de 'vroege' uitvoeringen van het fluïde bed werd deze S02 afgevangen met behulp van kalksteen. Ook deze 'in-situ' afvangst was weer een voordeel van het gebruik van een fluïde bed ten opzichte van andere ''verbrandings''technieken (zoals vergassing of m.b.v. poederkoolketels), daar de vaak duurdere en minder effectieve afgasreiniging achterwege kon blijven.

Naast de uitstoot van S02 heeft de koolverbranding nog een ander nadelig effect, namelijk de uitstoot van grote hoeveelheden kooldioxide (C02). Deze CO2 wordt gezien als één van de grootste veroorzakers van het ''broeikaseffect''. In dit F.V.O. wordt met dit effect echter nog geen rekening gehouden.

Door de steeds strenger wordende milieu-eisen, zowel op de uitstoot van S02 als op de vaste stof afvalstroom (calciumsulfaat/gips, Cas0_4, vaak nog vervuild met zware metalen), werd het idee van het gebruik van een regenereerbaar sorbent geboren. Dit sorbent wordt na opladen in de boiler (waar de steenkoolverbranding plaatsvindt) naar een tweede reactor gevoerd, alwaar het geregenereerd wordt met behulp van koolmonoxide (CO) en/ of waterstof (H2). Dit geregenereerde sorbent is dan weer voor hergebruik in de reactor beschikbaar. Ook bij het CFB-principe kan deze werkwijze worden toegepast.

Het doel van dit fabrieksvoorontwerp is nu om na te gaan op welke wijze dit proces van steenkoolverbranding in een CFB met gebruikmaking van een regenereerbaar sorbent technologisch uitgevoerd zou kunnen worden. Daar men hier te maken heeft met een relatief nieuwe techniek van procesvoering, zal de literatuur wel kwalitatieve, maar nog weinig kwantitatieve gegevens vermelden. Een echte technologische uitvoering op grote schaal is dan ook nog niet bekend. De bekendste ondernemingen, die momenteel onderzoek naar het gebruik van de CFB-verbrandingstechniek doen zijn Lurgi (Duitsland),

MS-Battelle (Frankrijk), Göfaverken (Zweden) en Pyroflow (USA).

Ook het kostenplaatje, zowel voor de steenkoolverbranding in vergelijking met het 'traditionele' fluïd bed als voor het gebruik van het regeneratieve sorbent, zal van belang ZIJn.

( ( ( 2. UITGANGSPUNTEN 2.1 Externe gegevens 2.1.1 Vermogen en SO:z-afgasconcentratie

Het door de centrale op te wekken vermogen wordt in dit F.V.O. als uitgangspunt genomen. Dit vermogen bedraagt 100 [MW_e], wat in de praktijk overeenkomt met een middelgrote centrale.

Een tweede uitgangspunt bij dit ontwerp is dat de concentratie van het in de regenerator vrijgemaakte S02 minimaal 5 [vol%] bedraagt (dit is het 'operating' gehalte waarbij in de fabricage van H2S04 een gebruiksrendement van 99.5 % wordt bereikt: Ullmann [27]). 2.1.2 Afgasspeciticaties

De afgasspecificaties worden bepaald door de emissie-eisen, zoals gegeven in het Staatsblad [26]. Deze eisen staan ook vermeld in tabel 2-1 op pag. 2a.

2.1.3 Samenstelling en diameter kolen

Bij dit voorontwerp wordt uitgegegaan van Poolse 5 kolen, waarvan de samenstelling is weergegeven in tabel 2-2 (pag. 2a). Voor de deeltjesgrootteverdeling van deze kolen wordt ( uitgegaan van de gemiddelde diameter zoals die uit tabel 2-3 op pag. 3a berekend kan

worden. Deze diameter bedraagt 2.669' 1003 _[mlo

(

(

(,

• .1

2.2 Literatuur- en overige gegevens 2.2.1 Kolen

- totaal gewichtspercentage 'volatiles'

=

15.200 %

ide~ maar indien kool 'dry and ash-free'

=

17.300 % [4]

(onder de 'volatiles' vallen alle vluchtige bestanddelen van de kolen, die bij de opwarming vrijkomen en momentaan verbranden; er wordt hier aangenomen dat de samenstelling van de 'volatiles' gelijk is aan die van de kooideeitjes zelf)

- LHV (Lower Heating Value) bij 850 [oC] - Pkool

ide~ echter kool 'dry and volatiles-free' - Cp-waarden bij 25 [0 C] idem bij 140 [0 C] idem bij 400 [0 C] idem bij 850 [0 C] Uitgangspunten

=

2.854' 107 [J /kg] = 1.380·

Ier

[kg/m3]

=

1.127·

Ier

[kg/m3]

=

1.047·

Ier

[J/kg.K]

=

1.298·

Ier

[J/kg.K]

=

1.876·

Ier

[J/kg.K]

=

1.591·

Ier

[J /kg.K] [4] [28] [28] 2

,-Tabel 2-1; De emissie-eisen, zoals gegeven in het Staatsblad! [26]

Gas Emissie-eis Praktijkwaarde2

ontwe~1

S02 7.000' 1~ [mg/m3 ] 1.000· 1~ [g/GlIJ 2.300, 1~ [g/GlIJ NO" 5.000' 1~ [mg/m3] 5.646' 101 [mgjm3] 1.900· 1~ [g/GlIJ 5.000' lOl [ppm] CO 2.420· llY [mgjm3] 2.000' Hf [ppm] Stof 5.000' lOl [mg/m3 ] 2.000' lOl [g/GlIJ

1 De eisen zijn gegeven voor de volgende condities: druk P = 101325 [kPa] en temperatuur T = 273.15 [KJ.

Verder moet het droge volume afgas omgerekend worden naar een percentage O2 daarin van 7.000 [vol%]. 2 De praktijkwaarden voor de concentraties NO" en CO zijn afkomstig uit Basu [3].

Tabel 2-2; Samenstelling van de Poolse 5 kolen

Elementen [Gew%] [Gew%]

(d.a.f.) C 73.200 83.314 H 4.700 5349 0 8.000 9.105 S 0.760 0.865 N 1.200 1.366 as 9.000 .. -.-vocht 3.140 ----Totaal 100.00 100.00

d.a.f. = dry and ash-free (zonder vocht of as)

2a

c

\

,)

( ( (. ( ( ( ( ( (î 2.2.2 Sorbent

- gehalte aan Cao in sorbent

=

9.000 [gew%]

- Psorbent

=

1.556·

Ier

[kg/m3]

- molmassa's (M): Cao

₌

56.08 [g/mol]

Cas

₌

72.14 [g/mol] S03

=

80.06 [g/mol] Caso₄

=

136.1 [g/mol] Al_{20 3}

=

102.0 [g/mol] - Cp(T)

=

{(Xl *[35.59 + 5.33· 10-3*T - 8.48· lOS /T2] + (x₂*[16.78 + 23.60· 10·3*T] + (x_3*[10.20 + 3.80· 1O-3_*T] + (x.. * [25.48 + 4.25· 1O-3*T - 6.28· lOS /T2]) * 4.184} [J/s.K]

met: Xl

=

.

....

[mol/sJ CaO.Al₂0 3,

x₂

= ...

[mol/sJ CaS0_4,

ij

x3

= ...

[mol/sJ CaS,

x4

= ..

..

.

[mol/sJ Al20 3 en T in [K]

2.2.3 As

- samenstelling als in de kolen + enkele zware metalen (vnl. Al- en Si-oxiden)

- Pu

=

2.600·

Ier

[kg/m3]

- ~,gem

=

1.000· 10-3 [m]

- Cp -waarden bij 25 [0 C]

=

7.787· 1 ~ [J /kg.K] idem bij 140 [oC]

=

8.583· 1~ [J/kg.K] idem bij 400 [0 C]

=

9.965· 1~ [J /kg.K] idem bij 850 [oC]

=

1.260·

Ier

[J/kg.K] 2.2.4 Lucht (droog) [30] [30] [29] [2] [4] [4] [28]

De samenstelling van de toegepaste proceslucht staat vermeld in tabel 2-4 op pag. 3a. Voor de overige gegevens geldt:

- M_gem = 28.96 [g/mol] - Plucht = 1.2929*273.13/T [kg/m3] [29] - Cp(T) = {(0.7808*[ 6.66 + 1.02· 1O-3*T]) + (0.2096*[ 7.16 + 1.00· 1O-3*T - 0.40· lOS /T2]) + (0.0093*[ 4.97]) + (0.0003*[10.55 + 2.16· 1O-3*T - 2.04· lOS /T2]) * 4.184} [J/mol.K] [2]

1

-I

I

l Tabel 2-3; Deeltjesgrootteverdeling van de Poolse 5 kolen

Diameter [mm] Gemiddelde [Gew%]

diameter [mm] > 10 10.000 0.990 8.0 - 10 9.000 8.710 6.3 - 8.0 7.150 18.650 5.6 - 6.3 5.950 6.430 4.0 - 5.6 4.800 23.910 2.8 - 4.0 3.400 17.050

c

2.0 - 2.8 2.400 8.250 1.0 - 2.0 1.500 8.910 0.425 - 1.0 0.7125 3.550 < 0.425 0.4250 3.550 Totaal 100.00

Tabel 2-4; Samenstelling van de gebruikte proceslucht: zie Weast [29]

Verbindingen [Vol%] M [g/mol] [Gew%]

N₂ 78.080 28.01 75.519

o.z

_X

20.960 31.99 23.153 Ar 0.930 39.95 1.283 CO₂ 0.030 44.01 0.046

_n

I

Totaal

I

100.000

I

I

100.000

I

o

)

o

3a

o

(

r

( ( ( ( ( Cl

Het processchema van de electriciteitscentrale is voor de vaste stof- en gasstromen aan dit verslag toegevoegd als bijlage 1. Voor de bijbehorende stoomcyclus is een apart blokschema gemaakt, wat te vinden is in bijlage 2. Overigens geldt in het processchema van bijlage 1 dat alle niet vermelde drukken gelijk aan 1 [bar] verondersteld worden.

Bij de hieronder volgende bespreking zullen de stroomnummers als < 1> tot < 45 > worden aangeduid. In het proces zijn verder drie "stroomsoorten" te onderscheiden, namelijk de kolen, het sorbent en de proceslucht/afgasstroom. Deze drie stroomsoorten zullen één voor één aan bod komen.

De hoofdstroom in het proces wordt gevormd door de circulerende kooldeeltjes. Verse kolen komen het proces binnen als stroom < 3 > en wordt tussentijds opgeslagen in silo MI. De kolen uit deze silo worden, na opmenging met de recirculatie stroom kolen < 9 >, via een ejecteur naar de boiler R8 gevoerd. Hier worden de kooldeeltjes bij 850 [. C] en 1 [bar] gedeeltelijk verbrand, waarna ze via de bovenkant van de boiler als stroom < 13 > naar cycloon M9 worden gevoerd. De in deze cycloon afgevangen kooideeitjes worden op zeef MlO in eerste instantie afgescheiden van sorbent en as en na heropmenging met diezelfde as <25>, komende uit zeef Mll, naar een externe warmtewisselaar H14 gevoerd, alwaar ze tot 400 [. C] gekoeld worden. Via stroom < 32 > gaan de kolen dan naar twee andere zeven M20 en M24, waar nu de overtollige as < 40 > uit deze stroom < 32 > wordt gehaald. Deze as wordt door luchtkoeler H31 afgekoeld tot omgevings-temperatuur en verlaat als stroom < 44 > het systeem. De nog niet uitgebrande kooideeitjes gaan als stroom < 9 > weer terug naar de boiler om met nieuwe, verse kolen uit silo M1 opgemengd te worden.

Ook het sorbent is onderdeel van een recirculatiecyclus. In figuur 6-1 (pag. 35a) kan een sterk vereenvoudigd blokschema van deze cyclus worden aangetroffen.

Vers sorbent (CaO/y-Al203) wordt via silo M4 als stroom <8> aan de boiler R8 toegevoerd. Hier bindt het bij 850 [. C] en 1 [bar] het bij de koolverbranding vrijkomende S02' waarbij Cas0₄ ontstaat. Via de bovenkant van de boiler en cycloon M9 wordt dit sorbent in de twee al genoemde zeven MlO en M11 van de eveneens meegevoerde kool-deeltjes en as afgescheiden en als stroom < 31> via de transportschroef M26 naar de regenerator R27 gevoerd. Hier wordt de CaSO 4 bij 850 [. C] en 1 [bar] omgezet tot CaO en CaS. Het ontstane CaS wordt later in _{de boiler m.b.v. de hier binnenkomende O2 weer}

omgezet naar Cao en CaSO 4 (dit levert overigens wel weer een extra hoeveelheid vrijkomende S02 in de boiler op). De vrijgekomen S02 < 39 > wordt na afkoeling tot de gewenste temperatuur van ca. 450 [ • C] naar een Claus-plant of zwaveIzuurfabriek gevoerd (stroom < 45> ). Het geregenereerde sorbent < 33 > wordt naar de externe warmtewisselaar H14 gevoerd, waarna het verder dezelfde weg als de recircuierende kooldeeltjes aflegt (zie hierboven).

Het proces van verbranding kan niet zonder de toevoer van voldoende proceslucht geschieden. Deze lucht wordt via twee com ressoren het proces ingebracht alwaar het drie functies vervult: • ~I;'

/'rv.:J.

''-f

\c'''' IA."'~\.\."':

1.~s

transportmedium en

~

5Ïe koolverbranding in de boiler,

2. J.ä1s Ouïdisatiemediunl-

n

~

de koolverbranding in de regeneratorJ 3. / '-als fluïdisatiemedium "n de externe warmtewisselaar.

( ( ( ( ( ( ( ( (J

ad 1 De voor de verbranding benodigde lucht wordt, na door de compressor C2 op druk

te zijn gebracht, eerst gedeeltelijk in warmtewisselaar H7 tot 500 [0 C]

voor-verwarmd door de afgassen uit de boiler R8. Vervolgens wordt deze hoeveelheid lucht < 12> gesplitst in een primaire en een secundaire luchtstroom in een

verhouding van ca. 2 op 1. De uit de boiler R8 komende afgassen < 13 > worden in

cycloon M9 gescheiden van de meegevoerde vaste stoffen en via warmtewisselaar H7 en electrostatische afscheider M12 naar schoorsteen M15 gevoerd.

ad 2 Dezelfde compressor C2 levert tevens de lucht < 21> voor het fluïdiseren van het

bed in de regenerator. In deze regenerator treedt naast de sorbentregeneratie ook nog een verbranding van een kleine hoeveelheid kolen op om de voor de regeneratiereacties benodigde warmte te leveren. De afgassen uit deze regenerator < 39 >, rijk aan S02' worden door cycloon M29 van de meegevoerde vaste stofstroom gescheiden en na afkoeling door luchtkoeler H30 naar de electrostatische afscheider M32 gevoerd.

ad 3 Door compressor C3 wordt de lucht < 2 > aangevoerd, nodig voor het "rustig" fluïdiseren van het bed in de externe warmtewisselaar H14. De lucht, die uit H14 komt, gaat als voorverwarmde proceslucht (400 [ 0 C], stroom < 23 > ) naar de boiler

R8.

Naast de hierboven genoemde "hoofdstromen" kan in het schema nog een vierde stroom onderscheiden worden, die te maken heeft met de regeneratie van het sorbent in de

regenerator R27. Zoals al vermeld is de omzetting van

Caso

₄ naar CaO een endotherme

reactie. De benodigde warmte wordt geleverd door een kleine hoeveelheid kolen met een zeer bepaalde diameter te verbranden. Deze verbranding (met ondermaat lucht) levert tevens de voor de regeneratie noodzakelijke koolmonoxide (CO). De diameter van de kooideeitjes wordt nu bepaald door de hoeveelheid benodigde CO (in de gegeven verblijf-tijd van het sorbent in de regenerator).

Het "op diameter brengen van de kolen" geschiedt door deze te malen in molen MB en hierna via twee classificatiecyclonen M17 en M18 te leiden. De hieruit afgescheiden kolen (met de goede diameter) gaan via transportband M19 naar de tussenopslag M21, waarna ze via transportschroef M25 kunnen worden toegevoerd aan de regenerator. Kooldeeltjes, die niet de juiste diameter hebben, worden na afscheiding door de cyclonen weer naar de molen teruggevoerd. Het transport door de cyclonen geschiedt door het inblazen van een kleine hoeveelheid lucht via ejecteur M16.

( ( ( ( ( (' 4. PROCESCONDITIES EN PROCESAPPARATUUR 4.1 Algemeen

De randvoorwaarden voor de condities waarop de centrale moet draaien worden door een aantal zaken bepaald:

1.

2.

3.

De temperatuur in de boiler moet zodanig worden gekozen dat een optimale afvangst van het S02 door het sorbent wordt verkregen, maar tevens zodanig dat de vorming van NOx zoveel mogelijk wordt beperkt. Deze NOx wordt voornamelijk gevormd door de oxidatie van N2 in de toegevoerde verbrandingslucht en neemt toe met toenemende temperatuur (v.d. Berg [5]). Om deze twee redenen wordt de temperatuur, evenals bij het 'normale' fluïd bed het geval is (Berends [4]), gekozen op 850 lOC].

De temperatuur in de regenerator wordt bepaald door de optimale temperatuur voor het verlopen van de regeneratiereacties. Onderzoek aan de TU Delft heeft aangetoond dat deze temperatuur voor het in dit proces gebruikte sorbent 850 [ ° C] bedraagt (Berends [4], v.d. Bleek [7], Schouten [25] en Wolff [30]).

De procesdruk wordt volgens opdracht en literatuurgegevens uit Baaijens [1] en Basu [3] ingesteld op 1 [bar(a)]. Als referentiepunten hiervoor gelden de ingangen van de cyclonen na de boiler en de regenerator.

4.2 De boiler R8 (Baaijens [1])

De boiler kan worden gezien als een verticale cylindrische of rechthoekige buis, waardoorheen met hoge snelheid (4-10 [mis]) een hoeveelheid vaste deeltjes geblazen wordt. De kleinste deeltjes nemen hierbij de snelheid van de gasstroom aan, het overblijvende deel beweegt langzamer mee. De vaste stofstroom bestaat voornamelijk uit sorbent en as, de hoeveelheid kolen is in de praktijk minder dan 2 [gew%].

Over de gehele hoogte van deze buis bestaat er de mogelijkheid tot verbranding van de kooldeeltjes en afvangst van het vrijkomende S02 door het sorbentmateriaal. De temperatuur over het bed kan nagenoeg als uniform worden beschouwd als gevolg van een balans van de warmteproduktie ten gevolge van de koolverbranding en de afgifte van warmte aan de keteloppervlakken. Door de hoge gassnelheid bestaat er tevens een goede (radiale) opmenging van de deeltjes. Op basis van deze uitgangspunten zal het bed dan ook in eerste instantie beschreven worden als een ideale geroerde (stationaire) tankreactor.

~

De verbrandingslucht wordt in trappen aan de boiler toegevoerd, vooral om het energieverbruik van de compressoren én de NOx-vorming te beperken. De primaire verbrandingslucht met de hoogste druk wordt naar de luchtverdeelplaat onderin de boiler geleid, de secundaire lucht komt met een aanzienlijk lagere druk hoger in de vuurschacht de boiler binnen. De verhouding tussen de hoeveelheden primaire en secundaire lucht ligt in de praktijk tussen de 0.3 en 3.

( ( ( ( ( :'-J

Toevoer van de brandstof gebeurt ofwel pneumatisch ofwel met schroefconveyors. In het eerste geval ( en in het hier beschreven proces) wordt de verse brandstof in de recirculatiestroom geïnjecteerd. In de praktijk is door de goede opmenging van de deeltjes in het bed slechts een beperkt aantal toevoerpunten nodig. De praktijkafmeting van de verse kool deelt jes ligt ergens tussen de 1 en 50 [mm], afhankelijk van het type installatie. Voor de warmtewisseling worden in de vuurschacht vaak verticale tegen de wand bevestigde buizen gebruikt, dit voornamelijk om het effect van zandstraling (dit tengevolge van de zich zeer snel door het bed in verticale richting bewegende vaste deeltjes) zoveel mogelijk te voorkomen. De buizen zijn vaak: alleen in de bovenste helft van de reactor aanwezig, het onderste deel is dan voorzien van een vuurvaste bekleding (beton). Ook de cyclonen en de aangrenzende leidingen zijn van dit vuurvaste materiaal voorzien.

4.3 De convectiepass

De afgassen, die met een temperatuur van 850 [0 C] de boiler verlaten, worden eerst in een convectiepass gekoeld tot 140 [0

Cl.

Deze laatste temperatuur is zodanig gekozen dat het in het afgas aanwezige vocht geen kans krijgt om te condenseren in de vervolgapparatuur. Tevens wordt door deze lagere temperatuur het volume van het afgas kleiner, waardoor ook het benodigd volume van de electrostatische afscheider M12 wordt verkleind.

Het afkoelen gebeurt in twee stappen. Alhoewel deze niet als zodanig direct op het schema van bijlage 1 herkenbaar zijn, volgen ze wel uit het naast elkaar leggen van de schema's uit zowel bijlage 1 als bijlage 2. De afgassen uit de cycloon M9 worden eerst gebruikt voor een herverhitting van de stoom die naar de tweede expander gaat. De restwarmte wordt vervolgens gebruikt voor het voorverwarmen van de luchtstroom naar de boiler en de regenerator.

4.4 De regenerator R27

De regenerator wordt, in navolging van een eerdere beschrijving door Berends [4], bedreven als een fluïde bed reactor. De endotherm verlopende regeneratie reacties worden van warmte voorzien door een simultaan optredende verbranding van een nauwkeurig in te stellen hoeveelheid kolen van een zeer bepaalde diameter. Het wervelbed bestaat hoofdzakelijk uit een mengsel van sorbent- en asdeeltjes. De hold-up aan kool is zeer klein.

De in de regenerator bij 850 [0 C] vrijgemaakte S02 gaat met de afgassen van de koolverbranding mee naar de electrostatische afscheider M32 (E.S.P.), echter niet voordat de temperatuur van dit gasmengsel is teruggebracht tot 450 [0

Cl.

Dit van te voren verlagen van de temperatuur heeft twee redenen: ten eerste heeft het afgasvolume een grote invloed op de uiteindelijke dimensies van de E.S.P., ten tweede is dit de optimale ingangs-temperatuur voor de zwavelzuurfabricage. De concentratie van het S02 in het afgas moet volgens Ullmann [27] minimaal 5 [vol %] bedragen om een rendabele omzetting naar H2SO 4 mogelijk te maken.

( ( ( ( ( ( (

c

4.5 De externe warmtewisselaar 814

Evenals de boiler wordt ook de externe warmtewisselaar (EHX) beschreven als een ideale geroerde tankreactor. Dit is voor het fluïde bed bij benadering toegestaan. De temperatuur in de EHX wordt dan gelijk aan de temperatuur van de uitgangsstroom. Deze temperatuur wordt hier gekozen op 400 [. C] omdat men in de EHX verbranding van de

kooldeeltjes juist wil voorkomen. De temperatuur van 400 [. C] ligt onder de

(zelf)-ontbrandingstemperatuur van de gebruikte kolen (Rubak [24]).

Overigens wordt stilzwijgend aangenomen dat de kooldeeltjes alleen kunnen verbranden

in de aanwezigheid van O2; na de scheiding in de cyclonen van vaste stof en afgassen wordt

dus veronderstelt dat de kooldeeltjes niet verder verbranden tot zij weer in de boiler teruggekeerd zijn. Dat dit echter wel problemen kan opleveren bij het transport en

eventuele tussentijdse opslag van deze zeer hete vaste deeltjes (850 [.

CD

moge duidelijk

zIJn.

In de warmtewisselaar kunnen pijpen aangebracht worden waarin het door de pomp naar de boiler teruggevoerde water van de stoomkring (zie het schema in bijlage 2) wordt voorverwarmd. De basisvergelijking voor de hier optredende warmteoverdracht wordt dan

gegeven door Q = k· A· ~ T. Door een regeling van de belasting van de warmtewisselaar

is een aanpassing van de factoren k en A en ten dele ~ T mogelijk. Dit is mede een gevolg

van het feit dat de warmteoverdracht hier is losgekoppeld van de verbranding in de vuurschacht. De belasting kan worden geregeld doordat de mogelijkheid bestaat een deel

van de kolen na de scheidingsstap in zeef MlO direct naar de boiler terug te voeren. Ook

in de warmtewisselaar zelf kan door een aanpassing van de verblijftijd van de deeltjes en de snelheid van invoeren van de fluïdisatielucht het ondergedompelde warmtewisselend oppervlak geregeld worden. Op deze manier is de externe warmtewisselaar dan ook

relatief eenvoudig tussen 0 en 100 % van zijn capaciteit regelbaar.

4.6 De cyclonen M9 en M29 (Perry [21

D

Na de boiler en de regenerator zijn cyclonen geplaatst om de vaste deeltjes te scheiden

van de afgassen. Er is voor deze methode van afscheiden gekoze~ daar het qua investering

en operatie één van de goedkoopste is. Als maximale druk voor het gebruik van cyclonen wordt een waarde van ca. 500 [atm] gegeven, voor de temperatuur wordt een waarde van ca. 1000 [. C] genoemd (waarbij dan wel aandacht moet worden besteed aan de isolatie en de erosiegevoeligheid van de cyloon; vaak kan dit worden opgelost door de binnenwand van de cycloon met een vuurvast en erosiebestendig materiaal, zoals beton, te bekleden). De efficiëncy van een cycloon wordt voornamelijk bepaald door de cycloondiameter D: bij een kleinere diameter stijgt de efficiëncy. Echter bij een kleinere diameter zijn vaak meerdere parallel geschakelde cyclonen nodig om hetzelfde volume debiet aan (af)gassen te kunnen verwerken. Ook serieschakeling van cyclonen wordt nog wel eens toegepast voor afscheiding van een vaste stoffractie met een brede deeltjesgrootteverdeling, bij afscheiding van kleine deeltjes, die neiging tot flocculatie vertonen maar ook als backup.

( ( ( ( ( ( ( ( ( f'

4.7 De electrostatische afscheiders (E.S.P.) M12 en M32 [4, 8, 21]

Voor een nog verdere reductie van de hoeveelheid stof die door de schoorsteen resp. via het S02-rijke afgas (uit de regenerator) verdwijnt, worden in de regel na de cyclonen ook nog ofwel filters ofwel electrostatische afscheiders (E.S.P.'s) geplaatst. In dit F.V.O. is voor de laatste mogelijkheid gekozen. Een aantal voordelen van het gebruik van E.S.P.'s zijn dat ze bij hogere temperaturen kunnen werken (tot 700 [0 C]), ze slechts een klein temperatuurverval en drukverlies kennen en het vaste materiaal in originele staat terugwinnen (en het dus geschikt is voor evt. hergebruik). Het grootste nadeel is de relatief

hoge investering. In de praktijk vinden E.S.P.'s dan ook voornamelijk toepassing in

grootschalige gas-vast scheidingen.

De electrostatische afscheider is gebasseerd op het verschijnsel van attractie of repulsie van een geladen deeltje in een electrisch veld. Er bestaan daarbij verscheidene technieken om de deeltjes te voorzien van hun lading. De hoeveelheid lading die een deeltje kan bevatten is gelimiteerd door de maximale ladingsdichtheid en het oppervlak van het deeltje. Hierdoor bestaat er een onderlimiet voor de straal van het deeltje dat door de E.S.P. nog net afgescheiden kan worden: bij zeer kleine deeltjes is de electrostatische kracht (die toch al klein is vanwege de geringe afmetingen van het deeltje) te verwaarlozen t.o.v. de z.g. meesleuringskrachten. Bij industrieel toegepaste E.S.P.'s, waarbij als transportmedium voornamelijk lucht (of een ander makkelijk ioniseerbaar gas) gebruikt

wordt, ligt de ondergrens voor de afmeting van het deeltje bij ca. 0.074 [mm].

In de E.S.P. kunnen drie gebeurtenissen onderscheiden worden: Opladen van de deeltjes,

Migratie van de deeltjes naar de platen,

Collectie van de deeltjes op de platen, afschudden en afvangst in hoppers.

Het opladen gebeurt via één van de volgende twee mechanismen: bombardement met ionen (voor d > 2 [J,'m]) of diffusie van ionen naar het deeltje toe (voor d < 2 [J,'m]). De migratie- of driftsnelheid van de deeltjes is evenredig met de veldintensiteiten voor

opladen en afscheiden

(Eo

en Ep) en de diameter van het deeltje. Ze is omgekeerd

evenredig met de viscositeit van het transportmedium. De snelheid waarmee het transport-medium de deeltjes door de E.S.P. voert mag overigens niet te hoog maar ook niet te laag zijn, daar in deze gevallen het rendement daalt (deeltjes hebben onvoldoende tijd om de platen te bereikeDÎ respectievelijk de "meesleuring" door het transportmedium niet groot

genoeg is)Praktijkwaarden voor deze snelheid liggen rond de 1.0 [mis].

Electrostatische afscheiders kunnen worden uitgevoerd als een "single stage"- of als een "two stage"-E.S.P. Bij het meestal gebruikte één-staps principe worden het opladen én de

migratie/collectie van de deeltjes in één ruimte uitgevoerd (waarbij dus geldt dat Eo

=

Ep)' De waarde voor de veldsterkte variërt tussen de 4 en 450 [kV /m] (Berends [4]). Ze

mag in ieder geval niet hoger worden dan ca. 1000 [kV /m], daar dan de overslagspanning

voor lucht bereikt wordt. De electroden zijn vaak negatief geladen (en de platen geaard), daar bij deze manier van bedrijven hogere voltages mogelijk zijn zonder kans op vonkoverslag (en de efficiency stijgt I).

De opbouw van een E.S.P. is vaak met parallelle platen (de collectoren) waartussen zich op regelmatige afstanden draden (de corona) bevinden, die onder de genoemde hoge

spanning staan. Deze spanning kan variëren tussen de 35 en de 60 [kV], terwijl voor de

parallelle platen een tussenruimte van 228 tot 305 [mm] aangehouden wordt.

( ( ( ( ( ( (

5. DIMENSIONERING EN BEREKENINGEN PROCESAPPARATUUR 5.1 De boiler R8

5.1.1 Het thermisch vermogen

Uitgaande van een op te wekken electrisch vermogen van 100 [MWel en een overall rendement van de stoomkring van 35 % (zie Berends [4] en Polytechnisch zakboekje [22]) kan berekend worden voor het thermisch op te wekken vermogen:

Pth = 100.00/0.35 = _{285.7 [MWth]} (5.1) Overigens zal in 6.2.2 het uiteindelijke werkelijke rendement berekend worden.

5.1.2 Dimensionering van de boiler

De boiler kan op basis van de literatuurgegevens uit Baaijens [1] gedimensioneerd worden. D7,~emiddelde warmtecapaciteit van een boiler volgens deze bron bedraagt 4 tot 8

[MWth/~].

_{Wanneer nu de gemiddelde waarde van 6 [MWth/m}2 grondoppervlak] genomen

I

wordt dan feldt _{voor de benodigde 285.7 [MWth]:} -

---~

Aooiler = 285.7/6 = 47.62 [m2] (5.2) Nemen we aan dat de boiler als een buisvormige cilinder voorgesteld kan worden, dan wordt de diameter gelijk aan:

AooileI

=

1f /4· D

2 boi1er D boiler = 60.63

Dboiler

=

7.787 [m]

- -

(5.3)

Naar analogie van de Lurgi reactor, beschreven door Baaijens [1] en Basu [3], wordt de hoogte van de reactor (Hboiler) op 35.00 [m] gesteld. De totale boiler-inhoud wordt hiermee gelijk aan 35.00

*

47.62

=

1.667

·lW

[m3]. De totale afgasstroom bedraagt 386.2 [m3/s] (bij 850 [0 C]). De gassnelheid in de boiler wordt hiermee gelijk aan 386.2/47.62 = 8.110 [m/s], wat goed overeenkomt met de door Baaijens [1] voorspelde waarde van 4-10 [m/s].

( ( ( ( ( ( ( ( 5.1.3 De koolverbranding

Voor het kunnen berekenen van de afname van de kooldiameter in de tijd wordt in

eerste instantie een massabalans voor de zuurstof (0₂₎ over één kooldeeltje opgesteld

(stationaire toestand):

UIT

=

IN - OMZ - OPH

ofwel:

_o

₌

_~m,02 - r_{02,p -} 0

Voor de diffusie van O2 naar het kooldeeltje geldt:

(5.4) (5.5)

(5.6)

In de stationaire toestand moeten de diffusie- en de (reactie )omzettingssnelheid aan elkaar gelijk zijn, dus:

(5.7)

Hieruit volgen dan weer de relaties voor C_02,p en -r 02,p:

(5.8) [ ] -1 1 1 . - ' -r - - + -

*

C

K

"lIJ °2,Jt k k ° 201 .. g r (5.9)

De tweede benodigde balans is een massabalans voor de koolstof (C), eveneens over één kooideeitje. Bij het opstellen van deze balans gaan we uit van het zogenaamde "shrinking particle" model:

UIT

=

IN - OMZ - OPH

ofwel: (5.10)

Herschrijven en uitwerken van de term dV / dt levert dan:

(5.11)

( ( ( ( ( ( ( (

zuurstof (02) in kooldioxide (C02) wordt omgezet dan geldt er tussen die koolstof en zuurstof een molenbalans van 1 op 1. In massa uitgedrukt moet dan met de verhouding van de molmassa's van koolstof en zuurstof rekening worden gehouden:

-7 -_c

[~l

_31.99

*

-7 ₀₁ (5.12)

Combinatie van deze laatste vergelijking en de vergelijkingen (5.9) en (5.11) levert dan de vergelijking voor de afname van de straal van het kooldeeltje in de tijd:

_ dr _

[~

+

~1-1

*

COl.,

*

0.3751

dt kg k, Pc

(5.13)

De verschillende termen uit deze vergelijking zijn:

~ = 3.465 '10-2 [mis], [24] - kg = (Sh*Do2jargas)/2*r, - met: Sh = 2

+

0.69 * ReJ.l* Sc'h, Re

=

(p *~ *~)/f1,&, Sc

= f1gI<P~ *D02/ar~),

- en: Pg = 0.325.5 [kg/m ], ~ = 8.110 [mis] en f1g = 4.546'10-5 [N· s/m2].

Invullen en uitwerken van deze termen geeft dan als oplossing voor: Re

=

1.161·lOS*r, Sc

=

0.7033 en Sh

=

2 + 2.091·l(f*rJ.l. Voor de diffusiecoëfficiënt D02 t.O.V. de afgassen

wordt bij benadering een vergelijking uit Perry [21] gebruikt, waarbij de afgassen als 'lucht' worden beschreven:

(5.14)

waarin Pin [atm] en DAB in [cm2/s]. De Lv-termen zijn voor 02 16.6 en voor lucht 20.1 respectievelijk (Perry [21

D.

Invullen en uitwerken van deze vergelijking (MA

=

31.99 en MB

=

28.96 [kg/kmol]) levert dan dat D02/lucht

=

1.986.104 [m2/s] (T

=

1123 [KD.

De diffusie-snelheidsconstante kg wordt hiermee:

k _ 1.986· 10-4 + 2.076 . 10-2

*

.fT

g (5.15)

l ( ( ( ( ( ( ( , ( l

De kooldeeltjes hebben afmetingen variërend van 0 tot 2.669 [mm]; vergelijking van de beide snelheidsconstanten ~ en kg levert dan als uitkomst dat beide moeten worden meegenomen in de uiteindelijke differentiaalvergelijking die de afname van de straal van het kooideeitje in de tijd weergeeft:

~ 1

- - - (5.16)

dt 2.574 '

lOS

* [

r + 1

1

1.986 . 10-4 _{+ 2.076 . 10-}2

_*.ji

_{3.465' 10-}2

Invullen in deze vergelijking van de beginvoorwaarden dat de straal

Ra

=

1.335 -10-3 [m] op tijdstip t = 0 [sJ en r = 0 op t = t [sJ levert als uitkomst dat de toegevoerde ._" kooldeeltjes met deze beginstraal in 1.021-1Q4 [sJ uitbranden. In bijlage 6 is een uitdraai I

van de gebruikte programmatuur en

de

optossmg van dit probleem weergegeven.

5.1.4 De proceslucht naar en de afgassen uit de boiler

In bijlage 8 is de berekening gegeven voor de hoeveelheid benodigde lucht voor de koolverbranding en de hoeveelheid en samenstelling van de bij deze verbranding vrijkomende afgassen.

Deze berekeningen zijn gebasseerd op het op te brengen (thermische) vermogen van 285.7 [MWth]; met een LHV van de kolen van 28.54 [Ml/kg] kan dan berekend worden dat de hoeveelheid te verbranden kool in de boiler 10.01 [kgfs] bedraagt (inci. de directe volatiles-uitbrand). Daar de samenstelling van de kool en de volatiles bekend is (volgens tabel 2-2 op pag. 2a) en daarnaast tevens de gevormde reactieprodukten bekend zijn, kan de hoeveelheid zuurstof nodig voor de verbranding berekend worden. Daar ook nog de samenstelling van de gebruikte proceslucht bekend is (tabel 2-4, pag. 3a) is de totaal toe te voeren lucht te berekenen.

Uit de berekeningen blijkt dat de hoeveelheid toe te voeren proceslucht 116.8 [kgfs] bedraagt (bij T

=

25 [0 C] en inci. 20 [vol %] overmaat) en dat de afgashoeveelheid die bij 140 [0 C] uit de schoorsteen komt U5.7 [kgf s] of 142.0 [m3 / s] bedraagt.

In bijlage 8-A is naast de samenstelling van de afgassen ook nog nadere informatie opgenomen over de extra benodigde hoeveelheid O2 die nodig is voor de sulfateringsreactie (Cao + S02 + _{1/2 O2 _ CaS04),} de oxidatie van het in de regenerator eveneens gevormde CaS (CaS

+

_{202 _} CaSO 4) en de omzetting van CaS naar CaO (CaS

+

_{11/2 O2 _ CaO}

+

S02)' Deze berekeningen zijn overigens gekoppeld aan die van de sorbentbalans, die besproken zal worden in 6.1.2.

Met behulp van deze additionele gegevens kan eveneens berekend worden wat de retentie (mate van afvangst van S02 in de boiler door het CaO) wordt, zowel inci. als exci. deze extra S02-vorming. Deze retentie bedraagt 81.203 % wanneer niet met de extra gevormde S02 rekening wordt gehouden. Wordt er wel voor deze laatste gecorrigeerd dan bedraagt de retentie 75.493 %.

Bij de controle van de overall balans in bijlage 8-A is overigens via de term S02,sorb. met de extra 02-consumptie door de sorbentreacties rekening gehouden.

5.1.5 De drukval over de boiler

De totale drukval over de boiler is opgebouwd uit een tweetal termen: ( de drukval over het bed, bij benadering gegeven door de vergelijking:

(

M_R

-*

(pp - P ~

*

g ,.~

~'VN \ (5.17)

waarin voor de gemiddelde dichtheid van het materiaal in het bed geldt:

(

(5.18)

( _{de drukval over de verdeelplaat, bij benadering gelijk aan:}

APplaat

=

0.10

*

APbed (5.19) Invullen van de waarden voor de gegeven variabelen (<pm,soIt> = 3.926, <Pm,kool = 4.684 en ( <Pm,as

=

0.901 [kg/sj; PsoIt>

=

1556, Pkool

=

1127 en Pas

=

2600 [kg/m3

D

in de bovenstaande

vergelijkingen levert dan dat de gemiddelde dichtheid P_p 1.354·I«Y [kg/m3] bedraagt. Het gewicht van het bedmateriaal M_R is gelijk aan de som van de drie stromen <Pm maal de

gemiddelde verblijf tijd van de deeltjes in het bed (f bed

=

2553 [s

D.

Dit gewicht bedraagt 2.42S·Ur' [kg], zodat daarmee de uiteindelijke drukval dus gelijk wordt aan 4.999-1«Y [Pa] ( (~ 50 [mbar]).

(

(

o

De drukval over de verdeelplaat bedraagt één tiende van deze waarde, zodat de som van beide drukvallen gelijk wordt aan 5.499·Ur [Pa]. Dit is dan ook de persdruk, die de compressor C2 uiteindelijk zal moeten leveren.

( ( ( ( ( ( ( ( ( 5.2 De convectiepass

De convectie-pass is in pnnClpe een verticale buis waarin twee warmtewisselaars (convectiebanken) zijn aangebracht. Deze warmtewisselaars hebben de volgende doelen: 1. Heroverhitting van de stoom na de eerste expansie-stap en

2. Voorverwarmen van de lucht die naar de boiler (R8) toegaat.

In de convectie-pass wordt de temperatuur van het afgas van de boiler (R8) teruggebracht van 850 [0 C] naar 140 [0 Cl. Om deze temperatuurdaling te bewerkstelligen moet uit de afgasstroom 1.017 - Hf [W] aan warmte worden afgevoerd. Hier zullen alleen de belangrijkste resultaten van de berekeningen, behorende bij de convectiepass, worden gegeven; voor een gedetailleerde berekening van de warmtestromen wordt verwezen naar bijlage 18. Voor een uitvoerige beschrijving en berekening van de stoomkring wordt verwezen naar paragraaf 6.2.2.

Om de stoom over te verhitten voor de tweede expansiestap is: 3.553- Hf - 2.846- 1~

=

7.066- 1tr [kj/kg] nodig.

De stoornstroom bedraagt dan 70.39 [kgf s].

Dit betekent dat voor het oververhitten van de stoom nodig is: 70.39 * 7.066- 1~

=

4.973- 107 [W].

De totale overdracht aan warmte in de convectie-pass bedraagt 1.017 -

lOS

[W]. De warmte die kan worden gebruikt om de verbrandingslucht van de boiler voor te verwarmen bedraagt dus:

1.017 -

lOS -

4.973 - 107

=

5.195 - 107 [W].

M.b.v. bijlage 19 is berekend dat de temperatuur van de voorverwarmde lucht bij deze overdracht 500.8 [. C] zal bedragen.

Zoals reeds vermeld bevinden zich in de convectie-pass twee convectiebanken. Voor het dimensioneren van deze banken wordt gebruik gemaakt van de methode beschreven in het collegedictaat Apparaten voor warmteoverdracht (API) [6].

5.2.1 Dimensionering van de oververhitter

De eerste convectiebank is de oververhitter (voor stoom). De afgastemperatuur gaat bij het passeren van deze bank omlaag van 850 [0 C] (T_wi) naar 513.8 [0 C] (T_wu). Voor een gedetailleerde berekening van deze laatste temperatuur wordt verwezen naar bijlage 19. De temperatuur van de stoom, die de oververhitterpijpen binnenkomt (na de eerste expansie) is 235.5 [aC] (T_ki). Na oververhitting bedraagt zijn temperatuur 540 [aC] (T_ku). Het is nu mogelijk het logaritmisch temperatuurverschil over de warmtewisselaar te berekenen.

( ( ( ( ( ( (

o

De vergelijking hiervoor is:

(5.20)

Invullen van de gegevens van de vorige bladzijde levert dan voor het logaritmische temperatuurverschil een waarde van 293.9 [. C] op.

Om het werkelijke temperatuurverschil over de warmtewisselaar te kunnen bepalen moet een correctiefactor F worden bepaald. Daarvoor moeten echter eerst nog twee andere parameters P en R worden bepaald. Voor deze parameters geldt dat:

en (5.21), (5.22)

Indien gebruik wordt gemaakt van een warmtewisselaar met 1 passage aan rompzijde blijkt de correctiefactor volgens bijlage A9 (API [6]) 0.775 te bedragen.

Het werkelijke gemiddelde temperatuurverschil over de warmtewisselaar bedraagt dan:

t:..T - F

*

t:..T]n (5.23)

ofwel 227.8 [. C].

Voor de overall-warmteoverdrachtscoëfficiënt, ~, wordt in API [6] voor een systeem waarin warmte wordt overgedragen van afgas naar stoom een waarde van 85 [W /m2. K] gevonden.

Het totale uitwisselend oppervlak van deze warmtewisselaar kan dan tenslotte berekend worden via:

A*-

Q

11

k 11

*

t:..T

en blijkt na invullen van deze vergelijking gelijk te zijn aan 2568 [mz].

5.2.2 Dimensionering van de luchtvoorverwanner

~\I.~?

(5.24)

In de luchtvoorverwarmer wordt de lucht nodig voor de verbranding van de steenkool in

de boiler verwarmt van 25 [. C] (T kj) naar 500.8 [. C] (T

kJ.

Voor deze temperatuur-verhoging is 5.195· 107 [W] aan warmte nodig. De warmtewisselaarpijpen van de lucht-voorverwanner worden over de gehele lengte van de convectie-pass gemonteert om een zo groot mogelijk temperatuurverschil aan de buitenkant van de pijpen te creëren.

( ( ( ( ( ( ( (

o

('

De temperatuur aan de buitenkant van de luchtvoorverwarmer daalt van 850 [0 C] (Twi)

naar 140 [0 C] (T wu). Het logaritmisch temperatuurverschil over de warmtewisselaar kan

nu met behulp van vergelijking (5.20) worden berekend. Dit verschil bedraagt 211 [e Cl.

Evenals bij de dimensionering van de overhitterpijpen in de convectie-pass moet opnieuw gebruik worden gemaakt van een correctiefactor F om het werkelijke temperatuurverschil over de warmtewisselaar te berekenen. Indien gebruik wordt gemaakt van een warmte-wisselaar met 3 passages aan mantelzijde en zes of meer passages aan buiszijde wordt voor deze correctiefactor (zie bijlage A9, API [6]) een waarde van 0.885 gevonden. Het werkelijke gemiddelde temperatuurverschil bedraagt, na gebruik van vergelijking (5.23),

186.7 [ee].

Bij een ~ van 85 [W /m2. K] wordt voor de luchtvoorverwarmer met behulp van

vergelijking (5.24) een uitwisselend oppervlak gevonden van 3273 [mz].

( ( ( ( ( ( ( ('\

o

(î

De externe warmtewisselaar (EHX) wordt beschreven als een fluïde bed. Bij het ontwerp van de EHX (en later ook van de regenerator) worden ontwerpregels gebruikt, afkomstig uit Berends [4], Howard [14] en Yates [31].

Het (algemene) ontwerp van het fluïde bed valt in 9 (negen) deelstappen uiteen:

1 - Berekening van de gemiddelde dichtheid van het bedmateriaal (Pp,gem)' [4] 2 - Berekening van de bij deze dichtheid behorende gemiddelde

deeltjesdiameter (dp,gem>, [4]

3 - Berekening van het Reynolds-getal voor minimale fluïdisatie (R~) en de daarbijbehorende minimale fluïdisatiesnelheid (u.,), indien nodig daarnaast ook berekening van de fluïdisatiesnelheid voor optimale

warmteoverdracht (u_opt), [31]

4 - Bepaling van de fluïdlsatiesnelheid (u), waarbij geldt dat: umf :S u :S u~

5 - Berekening van de minimale porositeit van het bed (emf) en daaruit de

bepaling van de porositeit bij de gekozen superficiële gassnelheid (e), [12] 6 - Berekening van de hold-up (V), het volume en dwarsoppervlak van het bed

(V bed resp. ~) en het dwarsoppervlak, diameter en hoogte van de reactor

(~o,., Dreactor en Hreactor), [4]

7 - Berekening van de drukval over de reactor (~p reactor), [14] 8 - Berekening van de gemiddelde diameter en stijgsnelheid van de bellen

in het bed (dbel,gem resp. Ubel,gem) en de Transport Disengagement Height

(TDH); (indien noodzakelijk), [14,31]

9 - Ontwerp van de gasverdeelplaat: drukval over de plaat (~Pplaat), gatdiameter (dj,)' gassnelheid door de gaten (upt), snelheid in de ''windbox'' (Ubo ,totaal oppervlak ingenomen door de gaten (Ágat),

het aantal gaten (N) en de steek (S: driehoekige configuratie). [14,31]

De items zoals hierboven aangegeven zullen nu één voor één uitgewerkt worden.

1 - De gemiddelde dichtheid van het bedmateriaal

In de EHX zijn drie typen deeltjes aanwezig, elk met een verschillende dichtheid en diameter. Eén van die deeltjes, namelijk de kool, komt bovendien ook nog in drie 'subdiameters' voor. Het is nu noodzakelijk om voor de verdere berekeningen eerst een gemiddelde dichtheid Pp,gem te berekenen. Hiervoor kan de volgende vergelijking toegepast worden:

P - Mlool

+ Msorb + MQ8 <<1> . . . I:00I + «I>".sorb + «I>M.Q8

(5.25)

P

MJ:ool Msorb MQ8 «I> ... J:ool «I> ... sorb cl>

+ - - + - + + M.M

PJ:ool P.JOrb PQ8 Plooi P.lIOrb PQ8

Met: <Pm.kool = 4.687, <Pm,soro = 3.7363 en <Pm,as = 0.9009 [kg/sJ

en: Pkool = 1127, Psoro = 1556 en Pas = 2600 [kg/m3] geldt dan dat: Pp,gem

=

1350.1 [kg/m3].

( ( ( ( ( ( ( ( (

o

2 - De gemiddelde deeltjesdiameter

Nu de gemiddelde dichtheid bekend is, kan ook de gemiddelde deeltjesdiameter ~,gem berekend worden. Gebaseerd op de volumina van de deeltjes kan daarvoor de volgende vergelijking toegepast worden:

Mkool + M b + M I

d-

$Or: as 6 1 3

* - *

(5.26)

P _M

1oo1 M$Orb Mas 'Jt _P

p

+ +

PlooI

*

VlooI P $Orb

*

V $Orb Pas

*

V as

Worden nu, evenals in vergelijking (5.25), de massa's M vervangen door de (uitgaande) massastromen <Pm en de volumetermen Vi door ('Jr 16)*d_j3 dan is de gemiddelde deelt jes-diameter te berekenen. Eerst moeten echter nog de drie 'sub-jes-diameters' van de kool gemiddeld worden. Hiervoor wordt vergelijking (5.26) nog een keer toegepast, nu echter alleen betrokken op de massastromen kool en de daarbijbehorende kooldiameters. De massastromen kool zijn: <Pm,l = 3.497, <Pm,2 = 1.053 en <Pm,3 = 0.1341 [kg/sj; de bijbehorende deeltjesdiameters zijn respectievelijk dl = 2.011· 10-3, d₂ = 1.348· 10-3 en

d₃

=

6.783·10-4 [mlo Hierbij wordt aangenomen dat in de EHX geen verbranding van kool optreedt (T = 400 [0 Cl: dit is lager dan de zelfontbrandingstemperatuur) en dat de koolstroom, meegevoerd met de sorbentstroom uit de regenerator te verwaarlozen is. Invullen in de bovenstaande vergelijking geeft als uitkomst: dkool,gem

=

1.537· 10-3 [m].

Verder uitwerken van vergelijking (5.26) met gebruik van de waarden voor de dichtheid (punt 1) en de diameter van de deeltjes (met d_SOrb

=

1.611· 10-3 [m] en das

=

1.0· 10-3 [m]) levert dan dat de gemiddelde deeltjesdiameter gelijk wordt aan 1.495· 10-3 [m].

3 - Het Re.ynolds-getal voor minimale fluïdisatie. de minimale fluïdisatiesnelheid en de fluïdisatiesnelheid voor optimale warmteoverdracht

Het Reynolds-getal voor minimale fluïdisatie kan worden gevonden via de Ergun-vergelijking (Howard [14]): "3 -dp*Pgas*(p p - pgas)*g

,,2

1.7~

*[dp*Umf*Pgas]2 <p

*

tlllf _" (5.27)

met: Pgas = dichtheid fluïdiserende gassen bij 400 [oC]: 0.518 [kg/m3],

11 = viscositeit fluïdiserende gassen bij 400 [0 Cl: 2.160· 10-5 _[Pa.s], 'P

=

vormfactor (voor bolvormige deeltjes: 'P

=

1 [-

D,

t _mf = bedporositeit bij minimale fluïdisatie [-],

g = gravitatie constante: 9.807 [m2/s],

umf

=

minimale fluïdisatiesnelheid [mis].

( ( ( ( ( (

c

o

(5.28)

en het eveneens dimensieloze Reynolds-getal (voor minimale fluïdisatie ):

d

*

u f '"

P.~.

& _ P '" 0

-"'I '1 (5.29)

kan vergelijking (5.27) in een aanmerkelijk eenvoudiger vorm worden weergegeven. Wordt bovendien nog gebruikt gemaakt van de benadering van Wen en Vu (Howard [14]), dat:

1 _{", 14}

en (5.30)

dan kan vergelijking (5.27) uiteindelijk herschreven worden naar:

Re"'1 -

J(33.7

2 +

0.0408 '"

Ar) - 33.7

(5.31)

Voor het Reynoldsgetal voor optimale warmteoverdracht in het bed en het "terminale" Reynoldsgetal (waarbij elutriatie van de deeltjes uit het bed plaatsvindt) kunnen soortgelijke vergelijkingen worden afgeleid (Howard [14]):

Ar

&opt

-18

+

5.22 '"

.;Ar

en &T - - - -

Ar

(5.32), (5.33)

18

+

0.61 '"

.;Ar

Uitwerking van deze vergelijkingen levert dan de volgende resultaten: Ar

=

2.294· 104,

Re..., = 11.82, Reopt = 28.37 en Rer = 187.11. De minimale fluïdisatiesnelheid wordt daarmee 0.4822, de optimale snelheid 1.158 en de terminale snelheid 7.635 [mIs].

4 - Keuze van de fluïdisatiesnelheid

Hoewel er in dit F.V.O. geen buizen in het bed aanwezig zijn en er dus geen warmte-overdracht naar de stoomkring plaatsvindt, wordt toch (rekening houdend met eventuele toekomstige wijzigingen in het gebruik van de EHX) als fluïdisatiesnelheid de "optimale" snelheid gekozen. Dus geldt dat u

=

u_opt

=

1.158 [mIs].

( ( ( ( ( ( ( ( (

5 - De "minimale porositeit" van het bed en de porositeit bij de gekozen gassnelheid Voor de bepaling van de porositeit wordt uitgegaan van een vergelijking, gegeven door Howard [14]: met: Ar Re"., -fl(r.) + _{f 2(r.)}

*

.[ifi

ISO

*

(1-r.".,) fl(e) - ---3-~ r."., (5.34) (5.35), (5.36)

Om de waarde van de bedporositeit bij minimale fluïdisatiesnelheid (r.mf) te kunnen bepale~ moet deze vergelijking iteratief worden opgelost. M.b.v. het computerprogramma MathCad wordt gevonden dat r._mr

=

0.4176. Op deze waarde moet nog een correctie worden toegepast, daar de gekozen gassnelheid in het bed groter is dan de minimale fluïdisatiesnelheid. Deze correctie bedraagt volgens Howard [14]

+

0.070, zodat de bedporositeit bij de toegepaste fluïdisatiesnelheid gelijk wordt aan 0.4876.

Controle van de vergelijking van Wen en Yu bij invullen van de via de vergelijkingen (5.34), (5.35) en (5.36) berekende porositeit _{r. mf} levert overigens als uitkomst dat de waarden voor de functies ft en f₂ vrij ver afwijken van de waarden zoals die door Wen en Yu voorspeld worden. Voor f_l bedraagt deze afwijking 27.3 %, voor f₂ is dat 1.92 %.

6 - De hold-up. het volume en dwarsoppervlak van het bed en het dwarsoppervlak en de hoogte van de reactor

De hold-up aan deeltjes in het bed is het product van de som van de massastromen en de verblijftijd van de deeltjes in het bed:

(5.37)

De massastromen kool, sorbent en as bedragen resp. 4.687, 3.7363 en 0.9009 [kg/sJ; de verblijftijd van alle deeltjes wordt gesteld op 1 [uur] (= 3600 [s

D.

De hold-up in de EHX wordt hiermee gelijk aan 33.567· 1«Y [kg].

Voor de bepaling van het totale bedvolume wordt uitgegaan van de sommatie van de afzonderlijke volumina, ingenomen door elk van de deeltjessoorte~ gecorrigeerd voor het door de lucht ingenomen volume:

(5.38)

( waarbij: 4>".,;

*

't Vj - " -Pi (5.39)

Uitwerken van de bovenstaande vergelijkingen levert dat VkDoI

=

14.97, V sorb

=

8.644 en

V_as

=

1.25 [m3]. Met vergelijking (5.28) wordt dan berekend dat het totale bedvolume ( gelijk is aan 48.52 [m3

]. Het reactorvolume wordt gelijk gesteld aan ca. 3 maal dit bedvolume, zodat geldt dat V_EHX

=

145.57 [m3

].

Het door de lucht ingenomen oppervlak in het bed kan worden berekend door de volumestroom lucht (bij 400 [0 C]: 24.175 [m3 / s]) te delen door de gassnelheid in het bed. Dit levert op dat de waarde voor dit "luchtoppervlak" gelijk is aan 20.88 [m2]. Deze waarde

( is weer gelijk aan het product van het totale reactoroppervlak en de bedporositeit, waardoor het totale oppervlak van de EHX gelijk wordt aan 42.82 [m2

]. Daar het volume

van de reactor al eerder berekend werd op 145.57 [m3] geldt dus voor de hoogte van de EHX: HElIX

= 3.40

[m].

(

(

(

(

7 - De drukval over de reactor

De drukval over een vast bed is evenredig met de hoogte van het bed. Bij verhoging van de gasnelheid blijft echter na het bereiken van de minimale fluïdisatiesnelheid de drukval verder constant. Aan de minimale fluïdisatiesnelheid is een minimale bedhoogte gekoppeld; deze wordt gegeven als:

(5.40)

Invullen van deze vergelijking geeft dat

H.nr

=

0.3556 [m]. Voor de drukval is nu de volgende vergelijking te gebruiken:

(5.41)

Uitwerken van deze vergelijking levert voor de drukval een waarde van 2.741- 1~ [Pa].

8 - De gemiddelde diameter en stijgsnelheid van de bellen in het bed en de TDH

Geldart (Howard [14]) heeft een figuur gemaakt waarin het gedrag van het bed is uitgezet bij verschillende combinaties van de deeltjesdiameter en de gemiddelde dichtheid

o

van het bed. De typen van gedrag zijn ingedeeld in een viertal groepen: bij deze EHX is er sprake van een gedrag van het bed dat als "sluggend" omschreven wordt. Hierbij wisselen gasbellen en deeltjes elkaar af, waarbij de diameter van de gasbel gelijk is aan de diameter van de reactor c.q. bed. Dit gedrag is kenmerkend bij gebruik van deeltjes uit de zogenaamde "D-groep".

( ( ( ( ( ( (

o

(I

Het "sluggen" van het bed kan ook mathematisch weergegeven worden met behulp van vergelijkingen voor de kritieke hoogte van het bed (waarbij dus net geen "slugging" optreedt) en de daarbijbehorende gassnelheid. Is de werkelijk gekozen gassnelheid nu groter dan de berekende "sluggingssnelheid" dan treedt het verschijnsel van "slugging" op. De kritieke hoogte wordt bij benadering gegeven door de volgende vergelijking (met Hit en D in [cm]):

H -_k 60

*

DO.17S (5.42)

Invullen levert een waarde voor Hit van 1.983 [mlo De hoogte van het bed onder de gegeven omstandigheden bedraagt 3.40 [m]; dit is hoger dan de berekende waarde van Hit. De snelheid, waarbij "slugging" begint op te treden kan ook bij benadering berekend worden met de volgende vergelijking (met us' Hu H_mf en D in [cm]):

(5.43)

Invullen en uitwerken levert voor Us een waarde van 0.5442 [mis]. De werkelijke gassnelheid bedraagt 1.158 [mis], zodat dus geldt dat u > Us en het verschijnsel van "slugging" inderdaad optreedt.

9 - De gasverdeelplaat: drukval. gatdiameter. gassnelheid door de gaten. snelheid in de ''windbox''. totaal oppervlak ingenomen door de gaten. het aantal gaten en de steek

- Voor de drukval over de gasverdeelplaat geldt dat deze bij benadering ca. één tiende bedraagt van de totale drukval over het bed. De drukval over het bed is 2.741' Hf [Pa], zodat de drukval over de plaat gelijk wordt aan 2.741-102 [Pa]. Hiermee wordt de ~ drukval over de EHX gelijk aan 3.015' 1«r [Pa].

- De diameter van de gaten in de gasverdeelplaat ligt tussen de 1.0 [mm] en ca. 3 maal de gemiddelde deeltjesdiameter . De ondergrens wordt bepaald door practische (en economische: drukval en vervuiling) overwegingen; de bovengrens door het mogelijke doorlekken van deeltjes. De gemiddelde deeltjesdiameter bedraagt ca. 1.5 [mm], zodat voor de diameter van de gaten een waarde van 3.0' 10-3 [m] wordt aangehouden.

- Voor de gassnelheid in de gaten kan de volgende vergelijking toegepast worden:

2

"gat

*

P g l:.P p/oat - CD

*

--=--2-...:0.

met: CD = weerstandsfactor (0.8

[-D.

-

(5.44), (5.45)

Invullen van deze vergelijking levert als uitkomst dat de gassnelheid in de gaten gelijk is aan 36.37 [mIs).