Ontwerp rookgasontzwavelingsinstallatie

Verslag'

behorende

bij het fabrieksvoorontwerp

van

33

.

~,

v

.

01.

~

R-F.

L,

Sckre..UJv.>

... - . . . - .. - - - . - .. - - - ... - ... --~ ... ~ ... - ... 'f. ... , ... . "~",, . ~ . .(, . '

,·

T

₁

,W,

cJe

:B1t1J~N

", I •

,

oflderwerp:

, ..

~ffiv&/:.f?

...

r.

.

ap.~kl

·

IM.$

··

~~::i:'~··:

·r

:

... .

, . ; ,',',~'.

- h } . ( ' .

!7:

'

[1

"

.

, m ••• ~ . . . &.lItttILE~/.AI.~.~Jit..s

..

.

""A

..

'.~.)9::T/.$.

... ..

,

. '

' " ' , "

r •

I

l _

l

:

l.

l'

[~

r

:

[

:

[

.

[

:

[

,

I'

['

[

,

[

1

[l

II

n

n

n

n

_. - - -SaMenvatting

Een globaal ontwerp is ge~aakt van een rookgason

tzwavelings-installatie, op basis van de rookgasproduktie van de maasvlakte-centrale, voor het geval de ketel van deze centrale zou worden gestookt met olie, waarin zich

6

gewichts76 zwavel bevindt. Als acceptor werd Hn2. 03' op y-alumina gebruikt.

Het ontzwavelingsproces m.b.v. deze acceptor wordt ~omenteel

onderzocht op het laboratorium v. chemische technologie.

Analoog aan het Shell Flue-gas Desulfurizatiori Process maakten

wij gebruik van een parallel-passage-reactor.

Voor de ontzwavel ing in deze reactor is een model opgesteld, waarDee de af~etingen van een reactor, waarin het rookgas voor

l _

I

_{l .}

n

[l

fl

n

n

Inhouè.soPGav;: I Inleiding II De Maasvlakte centrale

111 Berekening sa~enstelling en hoeveelheid rookgas IV De "Parallel -Passage" reaY:tor

V Eodellering acceptatie

VI

VII

Berekening van de waarden van de benodigde fysische en che~ische grootheden voor de acceptatie

Acceptati0

VII-I Resultaten modellering

VII-II Warmtehuishouding

VIII Modellering r pgeneratie

IX Berekening van de waarden van de benodigde fysische

en chemische grootheden voor de regeneratie

x

Regeneratie ; result aten modellering XI De ontzwavelingsreaktor

XII Literatuur

XIII Figuren (grafi eken)

XIV Bijlage:stroomdiagram van computerprogramma voor acceptatie en

l isting ko~puterprogramma voor acceptat ie en regeneratie

l . l .

l.

[

~

r :

[î

[J

lJ

n

r

r

I

Inleiding.

De meeste van onze fossiele brandstoffen bevatten belangrijke

hoeveel-heden zwavel.

Veel

van deze zwavel wordt als zwaveldioxide

in

de

atmos-feer

gespuid,als de brandstof wordt verbrand.

De

zwaveldioxide-emissie

neemt

tengevolge van de stijgende vraag naar energie sterk toe

(vb.

voor

de U.S.A. tabel I

lito (12))

Vele

landelijke en/of plaatselijke autoriteiten hebben daarom wetten

aangenomen die de emissie van zwaveldioxide

~n

ook

andere stoffen

(NO

,stof etc.) moeten

boperken.

x

In

de

U.S.A. heeft

men in

1970

de zogenaamde

"Clean

Ai-r Act"

aangeno-men die de zwaveldioxide emissie beperkt tot

1,2 Lb/million

BTU warmte

die

bij de verbranding vrijkomt.

(lit. 13)

In

sommige otaten en plaatsen in de

U.S.A. zijn

de eisen nog strenger.

(lit. 12)

Om de

totale emissie te beperken kan men in principe

twee

wegen

bewan-delen

men kan:

a) de brandstof

ontzwavelen

of

b)

de

bij de

verbranding

ontstane rookgassen

ontzwavelen.

De beide

mogelijkheden kan men op verschillende manieren uitvoeren,

waar hier

echter niet

op

wordt

ingegaan.

In 1970 is op het laboratorium voor

Chemische Technologie een

onder-zoek

gestart

naar de

mogelijkheden van

een droog,cyclisch,regeneratief

proces

met mangaanoxide op

drager

«( -

alumina) ter

ver\>Tijdering

van

zwaveldioxide uit rookgassen.

Men

heeft tot nu toe het

volgende

gevonden:

Tijdens de acceptatie reageert het mangaanoxide

met

zwaveldioxide en

zuur-stof tot mangaansulfaat.

Het aktieve mangaanoxide blijkt

Mn

₂

0

3

te zijn (lit.14)

2

Mn

₂₀

3

+

4 S02 + 02

~

4 MnS0

4

(1)

Het gevormde

MnS0

4

kan met waterstof worden

gereduceerd

(regeneratie).

Het

reaktieverloop

is

waarschijnlijk zeer

komplex. De

optredende

verschijn-selen worden tot nu toe verklaard door aan te nemen dat de volgende

reakties verlopen (lit. (11)

-en (14))

-· I l .

.

, i

!

r

.

!

l

.

i I [ .

I

_I

..

! 1

Ir'

· l j I I

i

f

1

· rl

I I · l

n

n

I 11 111

IV

"

.

MnS0

4

+

4 H2

~

I1nS

+

4 H20

(2)

MnS

+

H

2

0

~

MnO

+

H

2

S

(3)

3

MnS0

4

+

4

H

2

S

~

3

11nS

+

4

S02

+

4

H20

(4)

S02

+

3

H

2

)

H

2

S

+

2

H

2

0

(5)

Uit

experimenten uitgevoerd in een thermobalans met MnS0

4

,niet

op

drager,

blijkt dat reaktie

(2)

bij 475

0

C slechts langzaam verloopt.

Reaktie (4)

daarentegen

verloopt

snel.

MnSOq9gedispergeerd op

0-

alumina als

drager blijkt

in een vast

bed

met

waterstof als roducerend

ga.s,

echter

bij

475

0C

snel gereduceerd

te

worden.

Gebruikt

men silica als dragermateriaal dan is de reduktie

langzaam.

Verondersteld

wordt daarom dat waterstofsulfide het aktieve reagens

is.

Men vermoedt

dat

het

volgende zich afspeelt:

I1nS0

4

reageert met ,.,aterstof

bij

475

0

C

langzaam volgens reaktie

(2)

tot

!>1nS wat,

volgens

reaktie

(3)

gchydrolyseerd wordt tot MnO

en

H

2

S.

Het

gevormde H

2S

reageert met 11nS0

₄

tot

MnS en

S02 (reaktie (4».

DiJ;

MnS wordt weer

door

water

omg8zet

tot :HnO

en

H

2

S.

De

gevonden

reaktie snelheid is

echter

groter dan

men

op grond

van de reakties

(2) tlm (4)

mag

verwachten.

Volgens

reaktie

(5)

wordt er

nog meer

H

2

S gevormd: zwaveldioxide

reageert

met

waterstof tot waterstofsulfide en water, waarbij

t-

alumina

optreedt als

katalysator~

De produkten van de regeneratie zijn MnO en enig

MnS

op drager.

Het acceptor

materiaal

kan nu weer gebruikt worden om

z~aveldioxide

af te vangen (acceptatie).

In het begin van de acceptatie reageert het mangaanmonoxide met

zuur-stof tot

Mn

20

3

: 4

MnO

+

02

)

2

Mn

2

0

3

'

wat

weer verder kan

reageren

met zwaveldioxide

en

zuurstof

(reaktie (1».

Het voordeel van dit proces is dat acceptatie en regeneratie bij

de-zelfde temperatuur

kunnen

worden

uitgevoerd,

waardoor

vast_be~eakto­

ren gebruikt kunnen worden en attritie problemen, tengevolge van

pneu-matisch transport, worden vermeden.

-l _ l • . r •

: l .

~

f ..

: l

~ i ,

[

.

l

.

I

i

l'

r

1 l 1

n

!l

l,

1

I

,

De

Shell hee

ft

een analoog proces

on

twikkeld met als

reaktieve

vaste

stof

koperoxide op

0-

alumina.

(Het

~hell

Elue

Gas

~esulfurization

(SFGD) Proces).

Het probleem bij

"nor

malelI

vaste bedden

nml. de

drukval, is hier

opge-lost door gebruik te

maken

van spec

ia

le

reaktoren,

zogenaamde

"paral-lel

pas

sage"

reaktoren.

Dit

type reaktor wordt later apart besproken.

Voor

ons

fabrieksvoorontwerp: het ontwerpen van een

rookgasontzwave-lings

installatie~hebben

wij het hierboven

b

eschreven

proces met

man-gaanoxide op

~

- alunIina gekozen.

Om

voeling

met

de

realiteit te houden en daar meer dan de helft

van

de

gespuide hoeveelheden rookgas afkomstig zijn van

elektriciteitcen-trales (

zie

tabel I

(lit. 12)),

is een bestaande elektriciteitcentrale

als

voorbeeld gekozen.

Gekozen

is voor de Maasvlakte centrale, waarbij er vanuit is gegaan dat

deze

met een zwavelrijke

olie

werd gestookt.

4 -.~

l , l , r I I l ,

L

r:

I '

1

,

, r'

I

l

]I

De I"iaasvlakte centrale.

(fiS

i2

t;/Y) J'"f)

Het ontwerp van onze ontzwavelings-installate is gebaseerd op de

rookgashoeveelheden, geproduceerd door de Maasvlaktecentrale. In

deze

conventionele

c~ntrale

worden 2 generatoren van elk 540

}~

aangedreven door stoom -

turbines.

De

benodigde hog

e

druk stoom

(181

bar) wordt opgewekt in een ketel, die normaal wordt gestookt

met aardgas. Als de buitentemperatuur daalt onder het

vriespunt

gaat

men

echter

over

op oliestook (voorschrift:perc. S <1%)

Vandaar,

dat

ook

alle gegevens over de

werking

van de

centrale bij

olie

verstoken

bekend

zijn.

Uit het

energie schema van de centrale

blljkt

dat voor een

produktie

van

500

11W

aan

elektriciteit, 1265

MW

aan verbrandings warmte

uit

de

kehelbrandstof nodig

is.

Aan de hand

van

Kick-0~hmer(1)

kozen wij als

brandstof een

zware

stookolie

IDet

de

volgende specificaties:

10

0

API

C/H

gewichtsverhouding

8,5

verbrandingswarmte:

42,8

M

J

kg -

1

Aangezien de toepassing

v~n

een ontzwavelings

installatie aDeen

rendabel is als

inderdaad (rel.

goedkope) zwavelrijke

stookolie

''1ordt

gebruikt kozen

"lij

voor

een gewichtspercentage zwavel

van

6

in

de olie.

]I[

Berekening

samenstelling en hoeveelheid rookgas

[

-',

Uit het bovenstaande

volgt,

dat

~

42,8

=

29,55 kg s -1

r

1

I

J f 1 , I , I

[1

_t n

I

I

I I

rJ

n

II

van deze

olie moet worden

verstookt.

(vgl. dit met de actuele hoeveelheid die in de centrale wordt

-1)

verstookt, nl. 33 kg s

We hebben genomen 30 kg olie/s.met 6% zwavel hierin;

(Een

zeer

ongunstig geval).

Hiervan

is

6% d.w.z.

1,80 kg s-1 Zwavèl (S)

Over aan

koolwaterstoffen:

28,2 kg s-1

Uit de

C/H

gewichtsverhouding van 8,5 : 1 volgt :

(massa) C

=

;:§

x 28,2

=

25,2 kg s-1

(massa) H

₌

1

x 28,2

9,5

=

-l .

[

:

[

:

[

:

[

:

f1

[1

n

n

In

molaire hoeveelheden:

(mol) S

=

0,056

kmol

s

-1

(mol) C

=

2,10

kro 0 1

s

-1

(mol)

H

₌

2,97

kro 0 1

s

-1

De

verbrandingsvergel~kingen

zijn:

C

₊

_°2

~

CO

2

2H

2

+

°2

---7

2

H

2

0

S

₊

_°

_~

_S02

s

Voor

volledige verbranding van

boven

s

taande hoeveelh

eden

zwavel,

koolstof en waterstof

is dus

nodig aan zuurstof:

1

x

2,10

₊

_~

x 2,97

1

0,056

2,898

kmol

-1

°2

+

x ₌

s

Neemt men 10% over

maat

,analoog

aan de si

t1.u~.

tie in

de

central

el

dan

wordt dit

.

.

3,188

kmol

s

-1

0

2. •

Aangezien het

zuurstofpercentage

in lucht ongeveer 20 volume

%

is

(e

20 mol

%

als

men alle gassen als

ideaal beschou

w

d) heeft

men

nodig 5 x 3,188

=

15,94

krool s

-1 lucht.

Stel Molgewicht van lucht 0,8

x

28

+

0,2 x 32

=

28,8 kg/

kmo

1

dan komt dit overeen met 15,94

x

28,8

=

459 kg

6

-1 lucht

Het rookgas bevat dus: (stel

alle gassen

ideaal)

de 10% overmaat

_°2

₌

0,290 krool s

-1

-1

alle N

2

uit de verbrandingslucht

=

12,750 kmol s

CO

2

2,100 kro

0 1

-1

1

zie

=

s

H

2

0

1,485 lr..mol s

-1

verbrandings

=

_{vergelijkingen}

-1

S02

=

0,056 kInol s

totaal

16,681

krool s

-1

rookgas

-r . l . [

: I

; l

,

:

['

, . I I

L

L

[

,

f '

[

,

L

! .

r .

r~

[

:

r

1

n

n

r

r

/

l,

In

molfracties

Y02

=

0,017

Y

N2

=

0,764

Y

C02

=

0,126

Y

H20

₌

0,089

Y

S02

=

0,00336

De tot

aal

te

.

ve

rwerken rookgas-massa is:

massastroom

rookgas

=

massastroom

ol

ie

+

massastroom gebruikte lucht

(

massabalans

over

ketel

)

.

massastroom rookgas

=

30,0

+

459

=

489,0

kg

s

-1

-1

3

Dit

is

16,68

YJJlo1

s

,

wat ge1ijkscaataan

373,6

Um

Is.

De

mas

s

Bstroom

S02

in

het rookgas

i

s

:

-1

0,056

x

64

=

3,584

kg s

S02

Bij

gebruik van de zwavelrijke

oli

e,c1ie

wij

kozen,

bevat

het

rookgas

dus volgens

de

ze

berekeningen

2..4g~4

=

7,3

gew.

0/

00

S02

16,68

kmo1

B

-1

rookgas komt bij

550

0

C (823°K)

overeen

met:

16,68

22,4

m

273

=

3

-1

1126

m s

Uitge

drukt

in

m01/m

3

krijgt men:

0,056

kmo1/s

=

56

mo1/s

S02

dus de concentratie

aan

S02

in het

rookgas

iS:~ =

0,050

mol

m

-3

Bij

het

ontwerp van onze ontzwave1ing

si

nsta11atie gingen wij uit van een

begin-concentratie

S02

in het rookgas

van

0,05

mol

m

-3

bij een temp.

van

550

0

C.

l , !

l

'

",

I

! [

1

: 1

I

1[1

In

I I

!n

I

I

~

\

De

___ u __________________________ _

Parallel -

Passage~

Reactor

Naar

analogie met het Shell Flue Gas

Desulfurization (SFGD)

2), 3)

proces

maken wij

bij

de

ontzwaveling

van het rookgas gebruik

van

een

zg.

parallel passage reactor.

In

een

derg

elijke

reactor stroomt het

te behandelen

rookgas

tussen

dunne

parallelle

platen door ( fig.,6 ). In

d~laten bevindt

zich

het acceptor

materiaal

bestaande uiteen

drager materiaal

(~-alumina)

met

daarop

gedispergeerd,mangaanoxiden,die reageren met naar binnen

diffunderend S02 •

De

stofuitwisseling tussen gas en acceptor vindt plaats loodrecht

op de stromingsrichting

van het gas.

De

grote voordelen van dit

type

reactor zijn

a. de

la~e

drukval

en

b. het feit dat

~e

drukval niet met de tijd

toeneemt ten

gevolge van

de

afzetting van vaste

deeltjes (vliegas)

in de acceptor.

Een in de

praktijk

bruikbare constructie is ontworpen do

or

een

aan-tal Shell-medewerkers

en wordt

beschreven in de

patenten~dic

de Shell

hierop heeft.

4), 5)

Wij stellen ons voor,dat bij de

door

ons

gebruikte

reaktor een

zelfde

konstruktie wordt toegepast.(zie fig.

/1 )

-1

i [ .

!

l .

.

!

l

:

[

:

I,' [ • ,: " I . H ! I i

I

r'

n

n

v

I I I I I I

Modellering acceptatie

Om de

gewenste preceskondities en

de

afmetingen van de reaktor

te

kunnen bepalen is

het

nood

zakeli

jk

te weten

hoe snel het

zwavel-dioxide

bij verschillende kondities

(

T,

_{Vgas ,}

dikte gaskanaal

etc.)

uit de rookgas

stroom

wordt weggevangen.

Om dit te

kunnen berekenen

is

een

(wiskundig)

model

opgesteld

waar-mee

we

het

gebeuren

in de

reaktor kunnen

beschrijven.

We g

aan

er

in

het model van

uit dat

het

zwaveldioxide uit

de

bulk

van

de rookgasstroom

de acceptorplaat indiff1mdeert,

waarin

het,

door'het op het

ó-

alumina

wordt omgezet

tot Mn80

4

•

aanwezige Mn

2

0

₃

,

en

aanwezig zuurstof

fv1n

₂

0

3

+

2 80

2

)

2

1-1n80

₄

Men kan hierin

drie

stappen

onderscheiden:

gasfilmdiffusie

(gekarakteriseerd door kg)

poriediffusie

(

11 11

Deff. S02

)

chemi

s

che reaktie

(

11

"

kc)

Alle

drie

de

stappen

zijn in het model verwerkt zodat door

bereke-ning vanzelf

zou

blijken of een bepaalde stap snelheidsbepalend zou

zijn en zo ja, welke stap.

Verder is de invloed van de zuurstofkoncentratie op de snelheid van

bovenstaande reaktie konstant verondersteld, daar de zuurstof

koncen-tratie in het rookgas veel

groter

is dan de zwaveldioxide koncentratie

(molfracties resp. 0,017 en 0,0028) en bovendien de effektieve

dif-fusie koëfficient van zuurstof in

~-

alumina groter is dan de

effek-ti~ediffusiekoëfficient

van S02

~n

t-

alumina.

(13.10- 7tegen 8,8.10-7 bij 450

Oe)

Als reaktiesnelheids vergelijking hebben wij aangenomen:

=

=

_~

mol

)

9

-, ... :

..-...

I I Ir r_{' ,}

;[

1

'i [

-~ l .

.

.I

1 ,

Met behulp van gegevens uit li

t.

(IS)

en aannames

omtrent

de

bela~

ding van de

acceptor en Hn

2

0

3

zie

hLz _ /8.

deeltjesgrootte,

is

k _c

berekend.

~ie

We beschouwen

een half gaskanaal

en

een

halve

acceptorplaat. fig.

I " )( x+dx I -, I

I

I "'-,

~

-

_d~

___

;

______

--

-'

---

:

--

r

i_--~-

~

-

-t

-

I

I

I

I

.

'-. '-. .. ~,

t

'-. y+dy

- - -

I

-

- -

-

Iy

I

ACCEi PtoR-'PLAAT

I

. '-'.

1

,

---~---.--

.

-ROOKGAS

- - - - -

._

- -

-

-Op ieder tijdstip moet gelden:

aanvoer

S02/oPP~

eenheid (bulkgas

~

plaat)

=

geaccepteerde

hoeveelheid

S02/oPP. eenheid plaat

x

=

1 0

-=

acceptatiesnelhei,

opp. eenheid plaa

~. , I I,' . ,

,

I ' I, . I: ,

,

: j •

i

j [ .

" . ~ i

!

f '

.

1

,

: f"]

j

1

[1

I

1

[1

1

I

n

-n

I

n

'vle

beschrij

ven

de

laat

ste

h/ee

stappen, dus de poriediffusie

van

S02'

gepaard

met

chemische reactie

(

acceptatie

),

als een

statio-naire

gasabsorptie met simultane homogene chemische reactie

in een

v

loeistof.

Het

model

hiervan

is

te vinden

in

St

ewa

rt,

Bird en

lightfoot,

vgl.

1

4.4-

7

p

ag.

533

(

10

)

'

Transport Phenomena.

Volgens

dit model

is de

massabalans over

segment

àx

van de

accep-torp

laat:

d

2

_{CS0 2}

-

Deff,

_S02

_{dx 2}

+

k

C

_SO

₌

°

c ₂

met de

grensvoorwaarden

x

=

°

~

CS02

₌

C

_S02

,

x

₌

0

x

₌

:I.

_d

_{- - - )}

dC S02

₀

~

=

dx

Hieruit verkrijgt men als oplossing

:

CS0 2 (

x

)

Cosh b

1

( 1

-

x/~d)

=

=

C

S

₀₂

(x

=

u)

_{Cosh b}

k

d

2

waarin

b1

₌

c

Deff

,

_S02

m.a.w.

_CSO

_(x)

=

f

(x)

.

_CS02

2

De

gradient van

_CSO

ter

plaatse

d CS02 (x)

d.x

x

=

2

d

=

_{CS0 2 x}

₌

₀

0

- 2 bi

sinh

(bi)

cash (bi) • d

f

dx

1

x

=

0

x

=

0

is

du

s:

(x)

+

0

x

=

°

oT>

(

x

)

...

Combineert men de

eerste gelijkheid

in verg. (1) met vergl.

(4)

dan

krijgt men:

-11

(2)

(3)

l . i I

i

!

!:

1! i

I

ir'

! . I

.

I

[

.

·1

I

[ ,

I

_I

Ir'

! .

I

[:

i

Ir'

ilJ

n

r

kg (CS0 2

'

bulk

hieruit

volgt

_{(C S0 2 '}

x

=

=

0)

*

d

f

(x)

dx

kg CS0 2 ' bulk

0): CS0 2

,X

=

0

==

---~(~)---­

_df

_x

- Deff. S02

dx

+

kg

Met

behulp vah deze

waarde is

volgens

vergl.

(4)

I

dx

_x

₌

₀

en

dus

de

molenflux S02 ter

plaatse x

=

0 te

bereke~en:

11

dCS0 2

'f

mol, S02

= -

Deff,

S02

= -

Deff,

x=o

dx

x

=

0

kg CS0 2 ,bulk

~f

SO 2

---'"''--d-f

(-:--:-)

-

d

x

(-D f f

SO

x

+

k.o\

x

I

e • 2

dx

Dj

Een bij

k

omend

probleem

is het feit dat d

e

acceptor

op

een

gegeven

ogenblik

vol

raakt; te beginnen bij

y

=

O. De consequenti

e

hier-van is dat er

zich géén stationaire

S02-concentr~tie

profielen

in de

ga

s

fase

en in

de acceptorplaat

instellen, maar

óat deze

langzaam

verschuiven in

de

richting

van de

re~otoruitgang.

Voor ons

model stelden wij

dat telkens gedurende een tijdsduur

At

het gehele mechanisme

wèl stationair

is en dus beschreven kan

worden

m.b.v.

bovenstaande vergelijkingen.

Voor de computersimulatie verdeelden

wij

de tijd in tijdstappen At

en de reactorlengte in stappen

Ay

en wij namen aan dat het hele

mechanisme van overdracht en acceptatie zich

moment~aan

instelt.

Voor elk tijdstip

wordt

de reaktor van y

=

0 tot y

=

L,

in

stap-jes van

~

y, doorgerekend.

Op t

=

0

en y

=

0 is in de bulk van het gaskanaal CS02 -

-

C

S0:z., In.

.

Voor een tijd A t en voor een reactorsegment

ö,y

*"

Z

*"

~d

(Z

=

breedte dragerplaat) met

Ay

tussen

y =

0 en

y =Ay,

is

m.b.v. vergl.

(5)

en het bijbehorend "uitwisselend" oppervlak)

(AY .

Z ) te berekenen hoeveel S02

er uit de gasfase dit

seg-.

ment in diffundeert. Overo.e lengte Ll

y

wordt CS0 2 { bulk) konstant

en gelijk aan CS0 2

>tn

.

verondersteld.

1 2

-_.

__

. _. - -

l . ( .

1 .

r

~

1 .

[j

[1

n

Nu

is een

nieuwe S02 bulk concentratie te berekenen, die geldt

voor het volgende segment

tussen

y

=

4 Y

en

Y

=

2 Ay.

Analoog kan worden berekend hoeveel S02 er in öt in dit segcment

de plaat indiffundeert en hier uit

kan

dan een nieuwe S02

concen-tratie voor het segment tussen y

=

2~y

en

y

~

3AY

worden

be-rekend.

Zo kan men

de

hele reactor tot nAy

=

L

doorrekenen voor

iJ,.

t.

Voor ieder segment kan

men,

omdat

men

weet hoeveel

S02

er naar

binnen is gediffundeerd, berekenen hoeveel acceptor er is

omge-zet.

Vervolgens kan

men

deze hele

be

rekening

herhalen voor de

tijd

tussen

t

=

fit en t

=

2.6 t enz. tot het eind

(m

•

A

t) van de acceptatie.

Voor een

listing

van het gebruikte programma zie bijlage.

Met

behulp

van het hierboven beschreven

pro

gramma

is

berekend wat

de invloed van diverse variabelen zoals de temperatuur,

rookgas-snelh

eid,

dikte van het gaskanaal etc.

was

op

de hoogte nodig om

het rookgas voor minimaal 90% te ontzwavelen. Hierbij

is

een

diep-te (Z-richting) van

de

reakt

or

aangehouden

va

n

10 m.

Toen

de

samenhang Van de diverse variabelen

duidelijk

was kon

er,

gegeven

een

aantal randvoorwaarden

(zieYIT

blz. :n)

een

keuze

worden gedaan wat

betreft

de

procestemperatuur, de rookgas

snel-heid en dikte

van

het

gaskanaal.

Gegeven

deze waardenis getracht

door

een

bepaalde

indeling

van de

reaktor deze verder te optim

al

iseren.

Te

stellen

eisen:

B~

de berekeningen is rekening

gehouden met de grenzen

die er

volgens de Shell zijn

(lit.~S)

te stellen

aan

de waarden van

diverse parameters in het proces.

Deze

z~n

voor het SFGD proces, waaraan dit

proces

analoog is,

hieronder vermeld.

deel tjes

grootte

van CuO

<

100

î

liefst

<

50

î

-L .

r :

r:

["

['

r .

! .

l

.

r .

!

I

r"

bU

r '

L

r

~

r ' l J rl I I j ~

L

~

/

l.

l.

acceptor:

deeltjesgrootte

0,05 - 5

mm

laagdikte

1

-15 mm

gaskanalen:

breedte

3

-50mm

drukval:

niet

meer

dan

50

cm waterkolom

lineaire

gassnelheid:

2 -

20

mis

~

- al

umina

drager:

specifiek oppervlak

150 - 300

m

2

/g

65 - 100

R

porie diameter

0,3- 0,6

ml/g

p0rie

volume

liefst

liefst

0,1 - 1 mm

3

-10

mm

liefst

5

-

20

mm

normaal (25 cm

liefst

10 - 20

mis

2

(>

100 m

/g)

2

Een

specifiek

oppervlak

van

160 - 230

m /g is bijzonder geschikt.

Het reducerend gas moet in tegengestelde richting stromen aan de

Hromil'lGsrjcntlnl

-~-". ' "

-acceptatie om vergruizing van de acceptor te vermijden.

Ook moet rekening gehouden

worden

met de situatie zoals

~ie

bij de

Maasvlakte centrale is. Dit is een eis die

bij

dit ontwerp meespeelt,

daar wij de }1aasvlaktecentrale als voorbeeld hebben gekozen.

Bij

het ontwerp van een geheel nieuwe installatie hoeft men daar

uite

raard

geen rekening mee te

houden.

-l _

I

'

\.

-r '

!

r '

l.

'1

il

n

Het belangrijkste

gegeven

waar

wij

rekening

mee

moeten houden is

het feit dat wij de rookgassen op

een bepaalde temperatuur

moeten hebben.

De

rookgastemperatuur voor de

luvo

is te laag

(~so oe),

de

ac-ceptatiereaktie verloopt dan

te

langzaam, zodat het rookgas

er-gens in de ketel moet worden afgetakt.

(Voor

de temperatuur van het

rookgas

op diverse punten zie fig.

IS )

Hoe hoger de temperatuur deste hoger in de ketel we moeten

aftak-ken.

Globaal

zal de hoogte waarop wordt afgetakt tussen de 30 -

45

m

komen te liggen

(fig.

1'-1 )

Tenslotte is door ons als eis gesteld dat het

zwaveldioxide

voor

90%

of meer wordt afgevangen.

-L •

r

:

r'

I I .

r

1

l,

I1

l J

n

n

n

Berekening van de waarden van de benodigde fysische

en chemische constanten voor de acceptati e

De diffusiecoefficient van S02 in he~ rookgasmengsel , IJ) S0.1.

Deze wordt berekend op de wijze, beschreven in lit.8 .

De diffusiecoefficient van SO~ in het rookgas, dus in een mengsel van

N2 , O~, H.,2. 0 en

eo.z

is te berekenen m. b. v. de binaire diffus iecoefficienten

van SOz in elk van de genoende gassen,

JDso

.pj

~

DSO~,l1fNG3El

( 1 - YS0

2.) /

if,

Yj/lD

_SC2

,j

waarin

Yi

de rnolfractie van gas j is,

en ~~.i de binaire diffusiecoefficient van SOz in gas j.

De laatste grootheid is te berekenen ui~

~/2 'I

IDso ••

j

0,001858

r

(

J1S01.+ Hj / J'\02.. H

j

);

(

P.

CTso~)i'

Jll»

,"aarin Sll> = f(k'r/e: .) '" f(k'Y}/Irc;;);

~C2'J so, I

De ,,[aarden van ê_soz en

Ei

zijn ui t een tabel in l i t. 8 te halen en hiermee

zijn de waarden van ILDte vinden.

CT'soz >

i

=

0,

5 (OS

C7;,

+

CJi)

Ook de waarden van CJSozen

CY'"i

zijn ui t een tabel in l i

t.

8 t e halen.

Berekening volgens dit schema levert:

IDSO,l. =: 0,54 • 10-4 bij ID $0 0,61 1 Ö4 bij 1. lIJ so _z 0,68 1 Ö4 bij ( M:2S-') 450

oe

en 1 ata. 500 oe en 1 ata .• 550

oe

en ata.

/ 6

-l , l . l .

r:

r . I 1

[

:

r'

I

1 , r 1 l J r 1 I l J

~l

Berekening van de SOz in raluminR -poriediffusiecoefficient.

"

De effectieve diffusie van S02 in de porien van de r alumina-drager

-deeltjes is onder te verdelen in een bulkdiffusiebijdrage

(

m

_s ) en een

Knudsendiffusiebijdrage (IDK ).

1

I

r!)

=

1 lIDI(. + 1/IDB

':FF.

De berekeningen werden uitgevoerd m.b.v. de volgende numerieke waarden:

yalumina ; B.E. T.-oppervlak (S~) : 250

ro

zi

g.

Overall-porositeit:

($

)

:

0,8

(dus t.g.v. de stapeling en de normale porosi tei t )

Pellet-dichtheid:

er

p)

:

0.690

gl

cm3 'j'ortuosi ty-fac ~.;o::::, is 2 ges ce ld.

(T)

De Bulkdiffusiebijdrage wordt gegeven door:

ID B = fD • ",0,

I

T

De Knudsendiffusiebi jdrage door:

IDK

19.40

0

~

i( 3

~fr

V

l'

IE

I

Al dus werd bere~end: lD EFF. SO,

8

,

G

10-7 m

2

1

s. bij Ir50

"

e en 1 ata.

IDEFF. $02

9, 1

10-7

m

ZI

s. bij 500 oe en 1 ata.

IDEFF. SOz

9

,5

10- 7

m

2

1

s. bij 550 "e en 1 ata.

7-De reactie' nelheidsconsLante van de ncceptatieroactie. De acceptatie verloopt met rle volgende sto~chiometrie: 2 Hn₂0,3' +

4

So2. + 02. ~

4

gn80i/

Uit experimenten op de ~;hermobalans (lit,IS') blijkt, dat deze reactie

beschreven kan worden In.b.v. de volgende reactiesnelhoidsvergelijking:

r==k* pS,p

I (

1+V

k

o

])~

+ kso P

)%

in mol omgezet

lijn.2.0~1

kg. j,jn.z0s-' s.

OJ. 502. J. '- ::.

SO,-,,,raarin bij 550°C ko=4,279

2-ks02."" 0,546

k*;:= 2,30

Aangezlen H1J ' s e. en, t 11 d t a P03- cons an t t en ov" ~ral gel. --, -'-{J'<'-~ -'-~ ;~ b-'-{nnen de accept

or-plaat, nl. 0,017 atm. ( zie argumenten hiervoor op pag.

9 ),

kunnen we in

deze snelheidsvergelijl~ing voor p~dezc waarde invullen;

r=2,30.(0,Onr~so/

( 1 +

V

4,279

.0,

017~+

0,546 P5

₀

z

)2

Hiermee is: r:=1,86,10-4 moll kg, s -'-{ . I' =7,42.10 mol/ kg, s

bij Pso,,-::::0,001 atm.

bij p

so

== 0 , 004 at m •

-'-T.b.v. onze berekeningen,vereenvoudigden wij de accept

atiereactiesnelheids-1:

vergelijking tot: r= k·pso.z (1"101 Jlnz0.s-orlgezetl kg.Hn2

ü"s)

r' 1

1

:

Invullen van bovenstaande waarden van I' bij-ps~is 0,001 en 0,004 atm~levert

k = 0,186 Dol l kg. s. atm.

Aangezien we voor ons model een reactiesnelheidsconstante, gebaseerd op een

reactiesne1heid in-mol 802 o;nge;-,etl m3 dcceptorbed, s.-en op een concentra.tie

i . p. v. par'. iaalspanning 802 nodig hebben, is de k als volgt omGerekend;

Het verband tussen de gezochte reactiesnelheidsconstante kc en de k bere~end

op bovenstaande wijze is:

:ZC

=

k Rr/105'.

:

i/sp

.2

waarin:

l~

Hr/105 een omrekeningsfactor is i.v.m. overgaan van partiaaldruk (uitgedrukt

! 1

II

n

n

n

n

~

l

in atm.) naar concentratie SO.2.

Q m2 1':ln.z03

I

m

3_{acceptorbed =}

_r(

_{belading, deeltjesgrootte Hn.203 )}

2 factor voor omrekening van-mol omgezet MnzO~naar-mol 502 Smgezet

Voor de dianeter van de HnzO;s- deel tjes op de drager vlerd een ",aarde van

100

A

gebruikt.

(d~

straal rd is dus 50

A )

Het specifiek oppervlak Sp is t .b.v. genoemde thermobalansexperimenten

m.b.v. de B.E.r.-methode bepaald en bedraagt 8800

mZI

kg. NnzO~

Q werd als volgt berekend:

:,~

= m2rl;n2.03'1

m~acceptorplaat m2 Hnz.o;s1 kg. r'ln.2.0s*kg. Mn_ZO,3'

I

m3'acceptorplaat.

De eers te term hierin is 4lT r;

It

lT

rJf

=

31

(rcJ .

f)

De tweede term: ('f.3tori~belading*l'IHnlO/ HHn.

( als we als belading het ge\"rlchtspercentage Hn op drager nemen )

f

stort

=

kg. acceptor

I

mJ acceptorplaat

-, .

: l

i

if~

,

,

,

;

i!

, I

II

_, \

[

,

,

r

1

I

II

i

i

I

r~

I

l

I

I

,_'

I .

,

,

1

I

r

7

Invullen van deze waarden levert l-2

=

13,2.10

*"

bela.ding- , zodat onZG

nieuwe reactiesnelheidsconstante uiteindelijk wordt:

kc

=

389,36

*

belading ( dus bij 550

oe

)

Voor de berekeningen m.b.v. het compu~erprogramma is aangenomen,

dat de reactor isotherm werkt.

Op grond van l it.. 14 is voor de belading een waarde van

3

genomen.

~

Analoog werd deze reactiesnelheidsconstante ook ber~kend bij 450 en

500

.,

e.

dus:

kc 162,02

*

be lading bij 450 0

e

-kc 307,96

*"

belading bij 500

oe

l . L~ I ·

t

r-r:

['

r .

l Î ..

l

.

(~

I

l ' r--'

I

I

L I

[l

l I

De stofoverdrachtscoefficient k& van de SOzgasfilmdiffusie.

Bij een turbulente grenslaagstroming langs een vlakke plaat geldt

voor de stofoverdracht vanuit de gasbulk naar de plaat (lit.6) :

%- V;J

Sh_L = 0,037 ReL Sc ,

waarin Sh_L en ReL betrokken zijn op de lengte

(1)

van de plaat.

ShL =

k~1

/ ID_soz IN

R~OKG-AS

ReL = _, 0 _RoOIt(iA~ • v _ROOKG-AS .1 / Yl. _ROOlo</TAS

S·c = ""lr:.DO"G-tlS/ ft:oOKC,AS

.IDso

~

lOl Roc>KG-AS

De waarden van tzI:Ol1K6-AS en ft.oOK&A<; en IDso,,-IN ;:cOKG-AS worden hierna afzonderlijk

berekend.

Als crit erium voor het optreden van een turbulente grenslaagstraming

{,

geldt: ReL> 10 (lit.6,7).

Het Re-getal is afhankelijk van de t emperatuur en de rookgessnelheid

in het gaskanaal.

Bij alle door ons

,

gebruikte condities vlord t aan het cri terium

ReL> 10 voldaan.

De stofoverdrachtscoefficient (kG) kan men schrijven als:

x

x

x 4,71 10-

3

bij 450 oe 4,89 10-

3 bid

500 oe 5,04 10

-3

bij 550 oe afVleI

-1..0-; r .

Il

i

l

'

Il'

_I

_'

I

:

[

, 1 [ 1 [

:

r'

I ' ,

[

,

. I , ,

~e dichtheid van het rookgasmengsel.

Aangezien idealiteit werd aangeno~en voor alle gassen, bij de

temperaturen waarbij Hordt geHerkt ( 450 - 550°C

)f

geldt voor de

dichtheid van het rookgas:

~nOI

{(rAS

=

(r

\~""><(;

A;/

H _H2 ) •

rHz

waarin 1-1IMI>O<G-AS het gemiddeld mo1s-ewicht is van het rookgasmengsel ,

dat werd berekend m.b.v. de molfracties

Yj

van de verschillende

gassen in het rookgas.

KJ

is het molgewicht van gas j

f1 Roo,(GAS

=

L

y'

_J

n

_J

·

/LYJ

'

=Ly'

_d

r-r

_J

"

Dit l evert ;;_RC'o><G-A, , _

=

0,496 kg / m 3' bij

0

450

e

~"C>K&A'5

=

0,464 kg

/

m3 bij 500

oe

fRc>O,t.Is"'= 0,436 kg

/

mS bij 550

oe

De viscosi tei t van het rookgasmengsel.

Deze werd berekend n.b.v. de formule ( lit.9 pag.3-249)

o,s o,s

'2

F::oV.(GA>

=

(L

Yj

I[

i

!'i

j ) / (2.

Yi

!'

l

l )

waarin

Yj

Heer de molfractie is van gasG in het rookgas~engsel en

rz.j

en

Hj

resp. de viscosi tei t en het molgewicht van gas j ,

De waarden van 'f}J werden afgelezen uiteen tabel (li t .

9),

bij de

ge"renste temperaturen.

Dit levert

_1.

_~O"'<&AS

₌

0,0328

.

10"3 kg

_/

ID • s. bij 450 0

e

Y'J. R"O'''<GAt = 0,0338 1 0"3' kg

/

ill. s. bij 500

oe

Y[ ROOKG-A:;ï = 0,034fl

.

103" kg

/

m • s. bij 550°C

•

-2.1-l

:

l"

I

L

I ij :

[

,

L

1.

i

1

:

j

i!

I1 '

I

[

, • :1 1 r '

1

[ ,

I

i

[ :

I

['

I

r

~

I

1

_I

l 1

n·

[1

I

[~

Ir

li

~ Acceptatie.

ïJI:I

Resultaten modellering.

De waarden van de ingangsconcentratie S~ in het rookgas en het totaaldebiet

rookgas zijn eerder berekend en liggen dus vast

t

ZÎe "b12. 5

e

.

v.).

o -5

Berekeningen, uitgevoerd bij 450 C en doorsnede gaskanaal d~

=

5 • 10 m.

laten zien ( fig.

I

),

dat bij een lineaire gassnelhei d van 10 ms1na 20 m

reactorlengte (

L

)

aan het begin van de acceptatie slechts 70

%

van het

in het rookgas aanwezige 80-,- is weggevangen. Met v

=

20 ms-I is dit

percen-t age slechts

48

•

De stofoverdracht vanuit gasbulk naar acceptorbed ( bepaald door o.a. v,

dG ,L en de tempera tuur ) verJ.oopt bi j deze tempera tuur dus niet snel

genoeg, waardoor het c~ncentratieprofiel SOzin de lengterichting van het

gaskanaal ( fig. 2. ) vrij vlak loopt. De ui tgangsconcentrat5e S02. komt

daardoor sneller boven de kritische waarde van 10% van de ingangsc

oncen-tratie, met als gevolg een lage benuttingsgraad van de acceptor.

( De benuttingsgraad van de accep~or is de omgezette hoeveelheid MnZ03

aan het eind van de acceptatie, gedeeld door de totale hoeveelheid MnZ03

die aanwezig was vóór de acceptatie. )

o

Het proces is gaarom doorgerekend bij 550 C.

De benodigde r~actorhoogte om 90% te ontzwavelen als functie van de lineaire gassnelheid is uitgezet in de figuren

2

en

J .

Rookgas met een temperatuur van 550°C is op ongeveer 40 m hoogte uit de

ketel van de centrale ( nèt na de lage temperatuur heroververhitter, zie fig.

/'1,6)

af te tappen.

Om onnodig veel pijpwerk te vermijden en om enig houvast te hebben,

waardoor de keuze van andere variabelen ( v, d, etc. ) mogelijk zou zijn, is voor de hoogte van onze reactor 30 m gekozen.

De reactor past zodoende goed onder de uitgang van de rookgassen uit

de ketel, die dus op 40 m hoogte zou moeten komen. ( zie fig /~).

De benodigde reactorhoogte is beh~lve van de gassnelheid ook afhankelijk

van de doorsnede d~ van het gaskanaal. ( fig.

Î )

Een grotere doorsnede komt overeen met een hogere reactor, bij dezelfde ontzwavelingseis van 90

%

.

Volgens de Shell-patenten ( lit.~,5) op het S.F.G.D.-proces l igt de meest wenselijke doorsnede van het gaskanàal tussen 5 en 20 mmo

2.-,

[

.;

[

-I [ " i I

1

\

!

l I

I

;

II

!

r

1

1

• !

!

r "

n

Beide gro6theden ~en v be invloeden bovendien de drukval over de

reactor.

Deze drukval is ook een van de grootheden, die grenzen stellen aan de

afmetingen van de reactor. Uit de Shell-patenten ( lit.~S) blijkt dat

~L<;, ....

de totale drukval over de reactor niet gráter dan 25 cm. H₂0 mag zijn.

Deze

grootheid werd als volgt berekend;

D. p

=

4f. 0,5~.V2. 10 / dH,~ -

f

g L waarin f

f

v L frictiefactor dichtheid rookg~s

lineaire snelheid rookgas

lengte reactor

d hydraulische diameter gaskanaal

H,~

g

=

versnelling van d~ zwaartekracht

Aangezien Red.

<

2000 ( laminaire stroming ) is de frictiefactor te

berekenen uit 4f

=

64 / Red

De

aldus berekende drukval over de reactor is als functie van diverse

variabelen zoals lineaire gassnelheid, doorsnede van het gaskanaal e.d.

in de grafieken

4

t/m

6

weergegeven.

Met behulp van do r esultaten, die tot nu toe verkregen zijn, kan een

keuze gemaakt worden, wat betreft de lineaire snelheid van het rookgas

en de doorsnede van het gaskanaal.

Belangrij~e restricties hierbij zijn

-hoogte reactor ~ 30 m. ; dit in verband met de hoogte waarop de rookgassen

uit de ketel worden afgetapt.

-drukval over de reactor ~ 25 cm. HO, d.w.z.

<

2500 Nm-Z.

Verder zijn natuurlijk wenselijk een zo groot mogelijke lineaire

gas-snelheid en een zo klein mogelijke doorsnede van het gaskanaal" om de afmetingen van de reactor te beperken.

De benuttingsgraad van de acceptorplaten neemt echter af bij hogere gassnelheden, waardoo~ de acceptatietijd kleiner noet zijn en er dus frequenter geregenereerd en gespoeld moet worden, waardoort het verbruik aan stOO:'I: en inert groter wordt.

Gekozen is voor een lineaire gassnelhe id v van

7,5

ms-' en een doorsnede

van het gaskanaal van

5

mmo Hierbij vindt men uit grafiek

4

een

d -2

waar e van ongeveer 2500 Nm voor de drukval en als hoogte, waarop de

-~~-! r ; l . ( , [ ' 1 ,

r-'

I

;

concentratie SOz nog 10% van de tngangsconcentratie is ( de 10%

doorslag-hoogte ) : 17 m. ( grafiek

1 ).

Het SOz-profiel heeft zodoende nog

30 - 17

=

13 m. over om te verschuiven in de richtin~ van de uitgang van

de reactor, voordat daar 10% doorslag optreedt.

Met deze keuze wordt voldaan aan de gestelde eisen.

Om binnen de genoemde grenzen te komen tot een optimale keuze van

v en d'J zou men ook economische aspecten in de beschouwing moeten

betrekken.

2en andere variabele, de dikte van de acceptorplaat-d-is tot nu toe

buiten beschouwing gebleven, daar deze geen invloed heeft op de benodigde

reactorhoogte.

Deze dikte heeft echter wel invloed op de tijd, waarin de reactor

volloopt ( acceptatietijd ), dus op de economie van het proces.

Bij de bovengenoemde berekeningen is steeds een dikte van de

acceptor-plaat van

3

mmo over de Gehele l engte van de reactor gebruikt.

Als men over de Gehele raactorlengte eenzelfde plaatdikte aanhoudt,

is de benuttingsgraad van de acceptorplaat onafhankelijk van de dikte.

De

benuttingsgraad kan echter verbeterd worden, door boven een bepaalde

hoogte over te gaan op een dunnere plaat. Men laat zodoende dus een

deel van de acceptor nabij de uitgang van de reactor, dat toch niet

wordt omgezet-binnen de acceptatietijd-weg.

Als men bijYoorbeeld een plaatdikte van 1 mmo neemt, die na 15 m.

0,5 mmo wordt, ( deze waarden zijn genomen om computerrekentijd te

besparen) dan krijgt men de S02- en MnS~-profielen, die getekend

zijn in fig.

8

en:l

De

lineaire gassnelheid is hierbij constant gehouden over de gehele lengte.

Uit de figuren is t e zien, dat na 57 minuten het MnSO~-:ront de

versmalling in de acceptorplaat bereikt. Na 60 minuten is dan 1 meter

van het versmalde deel van de plaat omgezet. Over deze hoogt e, van de

15e tot de 16e meter wordt dan ook na 60 minuten geen S02 geaccepteerd,

de 802 concentratie in het gaskanaal verandert in dit gedeelte ria 60

minuten niet. ( fig.

8)

enz.

Dit bekort uiteraard enigszins de tijd, waarop de S02-uit~angsconcentratie

boven 10% van de ingangsconcentratie komt ( dus de totale acceptatietijd )

Met dezelfde geometrie zijn daarna de S~- en MnSO~-profielen uitgerekend,

met een lineaire rookgassnelheid, die evenredig kleiner werd met de

toename van de totale doorsnede van alle gaskanalen , t. g., V. de versmalli~

VAN 1>E ,4G.(EpTOR.pL '" At.

-I

l.

I

1

.:

r

.

I

l

.

r' 1 !r

[}

1

fl

L J

it;

I

na de 15e meter; de doorsnede van de gaskanalen werd dus evenveel

groter als de plaatdikte kleiner.

De concentratie profielen bleken in dit geval vrijwel identiek te zijn aan die in het geval, dat de rookgassnelheid constant werd

gehouden.

Als l aatste is het geval bekeken, waarbij de plaatdikte op 20 m.

hoogte verandert van 1 mmo naar 0,5 mmo met een constante lineaire

gassnelheid. Het bleek, dat hierbij het MnS~-profiel in het accepto

r-bed de versmalling in de plaat niet bereikt binnen de totale acceptat ie-tijd, m.a.w. het profiel is dus precies eender als wanneer er geen

versmalling zou optreden; er is echter minder ~n20S nodig op deze wijze ,

de benuttingsgraad van de accept orplaat is dus hoger.

De benut tingsgraad voor de genoemde gevallen en de daarbij behorende

acceptat ietijden staan in de volgende tabel.

versmalJing doorsnede gaskanaél.l accept.atietijd benut t ingsgre.a.d

na na 15 m.

15

;TI. 5,5

mmo

62 min. 71 ,1%

15

m.

₅

mmo 62 min. 71,4%

20 m. ₅ mmo 72 min. 73,5%'

geen ₅ mmo 72 min. 66, 37~

Deze waarden gelden dus voor platen, die 1 mmo dik zijn en ~a 15 of 20 m.

0,5 mmo dik worden (besparing rekenti j d ) De breedte van het gaskanaal

is in het begin 5 ~~.

Voor de ontzwaveli ngsreact or kozen wij voor een plaatdikte van

3

mmo

die na 20 m. 1,5 mmo wordt. Deze keuze is vrij arbitrair, daar bij-voorbeeld ook een dikte van 5 mmo die na 20 m. overgaat in 2,5 mmo

gekozen had kunnen worden, wat betreft de benuttingsgraad althans.

Het nadeel van dikkere platen is echter, dat de react.or groter wordt

en er meer acceptor nodig is. Het voordeel is natuurlijk een grotere

aeceptatietijd.

We kozen voor een versmalling op 20 m. hoogte o~dat dit de hoogste benutt ingsgraad geeft ( zie tabel )

De benuttingsgraad zou eventueel nog kunnen worden opgevoerd door de plaat op 25 m. nog meer t e

vers

mall

e~~

t

1 mmo

..

i

1 I

r'

l , r , I I

l ,

r

-1

jl

j

I

:

1

f1

f'

l

J

De marginale winst in benuttingsgraad, die men aldus verkrijgt weegt

dan echter waarschijnlijk niet meer op tegen de extra constructie -kosten. Uit de tabel op de vorige pagina vindt men voor de totale acceptatietijd voor een plaat met een dikte van 1 mmo die na 20 m • 0,5 mmo wordt : 72 minuten. Voor een plaat van

3

mmo dik, die na 20 m.

t,5

mmo wordt, is de totale acceptatietijd

3

X

72 = 216 minuten.

Aangenomen is nl. bij de berekeningen, dat het front tussen onomgezet

Hn.t03 en omgezet r-1n20S ( dus ].'fnSOtj ) scherp is. Verder is de snelheid,

waarmee het front zich verplaatst in de plaat niet afhankelijk van

de Nn20~ -concentratie (de snelheid van acceptatie is niet afhankelijk

van deze concentratie ), zodat dit front in platen van verschillende

dikte identiek zal lopen.

--f'

r'

l

f

.

I r .

l

J r '

l,

n

l

j

·r

n

VII-II Warmtehuishouding

Bij de modellering van de acceptatie zijn we er vanuit gegaan, dat het

proces isother~ verloopt. Ter controle van deze aanna~e hebben we het

warmte-effect berekend en zijn we nagegaan welke gevolgen dit heeft voor

conversie van 802.

We

nemen als uitgangspunt: 802

+

!

11_{n 2 0 3}

+

t

O₂

--*

MnS0

4

+

-

(A

H)

r,

T

-299.5 0 - ·H-254.18) T -101.47 kcal/mol

(bH)

r,T JCpdrr ~9&'

=

c

-ic

PM/lSDoj'

P02-- c -tc = -0.83 cal/mol.oK

PSO.2. PMt..10.7

Hieruit volgt: _{(AH)r,823 = -101.90 kcal/mol}

(A

H

)

_r reaktiewarDte

Hf

vor~ingswarmte uit de elementen

c

p soortelijke warmte (per kmol)

Ter vereenvoudiging hebben we aangenomen, dat er een stationaire toe-stand is, dwz. de warmteaccumulatie =0. Dit betekellt dus dat alle door

de reaktie geproduceerde wanmte door het rookgas moet worden afgevoerd.

De

warmtebalans bestaat dus uit de volgende termen;

De

toename van de warmteinhoud van het rookgas geproduceerde reaktiewarmte:

tyS'f

cC ( ),1 ,bT

v

rg p rg ~

rg

Invullen geeft! r ' = 2.212*10-4 XAT (dimensie r ' : mol 80₂/sec)

Voor de verdere berekeningen hebben va de reaktor verdeeld in 30 elementen

van elk 1 meter, aangegeven als 1; 0 ~ 1 630.

Uit de resultaten van het computerprogramma voor de acceptatie kunnen we berekenen, dat in het eerste

(=ond~rs

te

)

element

1.21~10-3

mol80

2/sec

wegreageert. Hieruit volgt dus, via bovenstaande vergelijking, dat de temperatuur max. 5.5°C. ~an stijgen.

Uit deze temperatuurstijging kunnen we als volgt de overige ~T)l bere-kenen:

De reaktiesnelheid

r'

is evenredig met P80 •

2

dit betekent: (pSO )1= (P₈₀ )l_O.exp(-a.l) en dus:

,

,

l'

I '

1

!

'

I I r -, 1 I ,

r

_IJ

dit betekent ook, dat we met deze e-macht de

6

T

in elk element

1

kunnen berekenen nu we (AT)I=O kennen, i mmers:

llsol.ll-(PS02. \ =0

-a.l

e

Uit het door de computer berekende S02-profiel kunnen we voor mIk element de bijbehorende T t.o.v. het vorige elèment berekenen en dus ook de T van dat element.

De

resultaten van deze berekeningen staan vermeld in de tweede kolom van de tabel.

De

S02-conversie werd steeds berekend met behulp van de relatie:

5~

o

""

lDeff·cbulk

<I

We weten de temperatuursafhankelijkheid van de diffusiecoäff. nl.:

-

r

I.l~

m(T)

=(82))

*

ID(823 0K ).

Uit hetcomputerprogramma kunnen we berekenen hoeveel S02 er per meter reaktor is omgezet als we het systeem isotherm beschouwen. ( dit staat in de kolom: conversie was).

De

conversie wordt in de eerste meter echter:

'·15'

( 555.5 + 2 73)

*

conversie bij 550°C. = 0.00678 mol S02/ m3• 823

Dit betekent dat na 1 meter de 0.00670

=

0.04380 Nol/m3 , maar

d. i. 0.9981 x [S02J(ll=5500C).

( zie verder kolom:con~. wordt) concentratie S02 niet meer 0.05050

-slechts 0.05050 - 0.00678

=

0.04372 mOl/m

3

is;

•

Voor de tweede meter reaktor betekent dit dus: een hogere diffusiecoäff.

(T~ 560.2 i.p.v. 550 0C ), maar een lagere c

bulk•

Na 2 meter reaktor is de [S02

J

dus 0.03790 mOI/m3 i.p.v. 0.03810 mOl/m3. Uit de tabel blijkt, dat na 16 meter de temperatuur is opgelopen tot 586.9°C., maar dat de conversie slechts is gestegen van

0.05050 - 0.00530 x '100% = 89.5

%

tot 0.05050

0.05050 - 0.00463 x 100°/'0 _ 90 _• 8 ~ ₁₀

•

0.05050

Dit betekent, dat we geen grote fout maken als we de reaktor isotherm bescrijven.

l.

lengte temp conv.was conv.Hordt 80

2 was 802 wordt 8°2 was/ 802 "lord

kolom

OC.

ffiol/m3 mol/m3 mol/m3 mol/m3

,

. 1 555.5 0.00670 0.00678 0.04380 0.04372 0.9981

l.

2 560.2 0.00570 0.00581 0.03810 0.03790 0.9947 3 564.3 0.00510 0.00523 0.03300 0.03267 0.9900

['

4 567.8 0.00430 0.00442 0.02870 0.02825 0.9843 5 570.9 0.00380 0.00391 0.02490 0.02434 0.9775

[

, 6 573.6 0.00330 0.00339 0.02160 0.02095 0.9699 7 575.9 0.00280 0.00287 0.01880 0.01808 0.9617

[

~

8 9 578.0 579.8 0.00250 0.00220 0.00255 0.00223 0.01630 0.01410 0.01553 0.01330 0.9432 0.9528 10 581. 3 0.00180 0.00181 0.01230 0.01149 0.9341

[

:

11 582.6 0.00160 0.00169 0.01070 0.00989 0.9243 12 583.7 0.00150 0.00149 0.00920 0.00840 0·9130

[

.

_{13 584.7} 0.00120 0.00117 0.00800 0.00723 0.9037

14

585.6 0.00100 0.00097 0.00700 0.00626 0.8943

[

.

15 586.3 0.00090 0.00087 0.00610 0.00539 0.8836 16 586.9 0.00080 0.00076 0.00530 0.00463 0.8758

[

.

[

.

[

:

[

:

[

~

r

'

l

j

n

n

n

r

/

l.