Werverlbedverbranding van steenkool met regeneratieve zwavelvangst

...

o

r

! ~

.

b

o

D

D

0

-'.

F~V.O.

Nr:

2766

. Technische ·Universiteit Delft 1 ~ ~.

"

Vakgroep Chemische

Tech-nolo~ie

Verslag behorende

bij het fabrieksvoorontwerp

van

Edwin Berends

Harry Rikken

onderwerp:

Wervelbedverbranding van steenkoól

met regeneratieve zwavelvangst

Edwin

B~reÏids

G.J. van Stolberglaán 162

2263

'

VM

"

Leidschendam

;;' --;. "

( ( ( ( ( ( (' ( 1

c

('. F.v.O. Nr: 2766

Wervelbedverbranding van steenkool met regeneratieve zwavelvangst

Edwin 8erends G. J. van Stolberglaan 162 2263 VM Leidschendam tel: 070-275121 Harr'y Rikken Zetveld 14 1182 JX Amstelveen tel: 020-431955 opdrachtdaturn: augustus 1988 verslagdaturn : mei 1989

l

(

r

r

Samenvatting

Voor de toekomstige elektriciteits produtie zal het gebruik van kolen, als gevolg van de afnemende olie- en gasvoorraden, toenemen. Het verbranden van kool heeft als

onvermijdelijke nadeel de zware belasting van het milieu (vliegas, zwaveloxiden en

stikstofoxidenl. Door het in een wervelbed verbranden van kool is een verregaande reductie van de milieubelasting mogelijk. De voordelen zijn:

-het in situ afvanen van zwaveloxiden door het toevoegen van sorbentmaterialen -door de lage verbrandingstemperatuur (850 COC]) wordt de vorming van stikstofoxiden beperkt

Niet regeneratieve sorbentmaterialen (zoals kalksteen en dolomiet) moeten na gebruik worden gestort (milieubelasting) of worden verwerkt in de gipsverwerkende industrie. Overproduktie en het vervuild zijn met zware metalen leidt tot beperkingen van zowel het storten als verwerken van gips. Een oplossing voor bovenstaande problemen kan het gebruik van een regeneratief sorbent zijn (calciumoxide op drager). Bij het gebruik van een regeneratief sorbent wordt de zwaveldioxide herwonnen. De herwonnen zwaveldioxide kan dan worden gebruikt voor de produktie van zwavel of zwavelzuur, hierbij moet de

zwaveldioxide concentratie groter dan 10 vol% zijn.

Binnen dit fabrieks voorontwerp wordt de haalbaarheid van een 100 [MW] electrische centrale met een regeneratief sorbent (CaO.yAI₂0_{3 '} onderzocht. Het ontwerp bestaat uit twee atmosferische fluide bedden. De wervelbedden worden beide bedreven bij een

temperatuur van 850 CoC]. In het eerste bed wordt kool (Poolse-5) verbrand en de hierbij vrijkomende zwaveldioxide wordt voor 85% afgevangen door het sorbent (verhouding calciumoxide en zwaveldioxide is gelijk aan 2) In het tweede bed wordt het sorbent

geregenereerd door middel van koolmonoxide (5 vol% overmaat). Het aantal regeneratie cyli bedraagt 50. De koolmonoxide wordt geproduceerd door het verbranden van kool met ondermaat lucht. De vrijgekomen warmte in beide fluide bedden wordt gebruikt om stoom te produceren (180 [bar] en 540 CoC]). In een tweetraps turbine wordt de stoom

geexpandeerd en electriciteit geproduceerd.

De totale opbrengst aan elektrisch vermogen is 101,57 [MW]. De centrale vergt een investering van Hfl 425,0.106 . Met de huidige variabele kosten (koelwater, steenkool, sorbent en kool) en opbrengsten aan elektriciteit is het niet mogelijk deze centrale rendabel te exploiteren. Eveneens is de concentratie van zwaveldioxide in de afgas stroom van de regenerator te laag (6,3 vol%) om geschikt te zijn voor verdere verwerking.

( ( ( ( (' ( ( Conclusies en aanbevelingen

Uit de kosten/baten analyse blijkt dat wervelbedverbranding met in situ ontzwaveling, door middel van een regeneratief sorbent, voor een 101,57 [MWJ electrische centrale niet rendabel is.

II

Door de hoge kostprijs van het sorbent (17 [Hfl/kgJ) heeft het verbruik van het sorbent een dominerende invloed op de variabele kosten. Een verlaging van kostprijs en/of attritie van het sorbent zal een positief effect hebben op het economisch rendement van de centrale De volumineuze apparatuur vergt eveneens een forse investering. Door een verhoging van de druk zullen de afmetingen worden gereduceerd en investeringskosten naar alle

(

m

Inhoud ( _{Samenvatting I} Conclusies en aanbeveingen TI Inleiding

1

Uitgangspunten van het ontwerp

3

( Wervelbed

3

Sorbent

4

Kool

5

Bechrijving van het proces

6

De sorbent cyclus

6

( _{Het sorbent in het wervelbed}

₆

Het sorbent in de regenerator

6

De zwavelretentie

9

Het wervelbed

12

C

Gasverdeelplaat

17

Gasreiniging

19

Cyclonen

19

Elektrostatische preicipitatoren

20

Motivering van keuze van de apparatuur en de berekening hiervan

22

( Veiliheid

23

Invoerbestand computer programma

24

Uitvoerbestand

25

Dimensionering van de cyclonen

27

r Elect ros tatische precipitatoren

27

De stoom cyclus

28

Procescondit ies

28

Berekening van de cyclus

29

Stroom/ componenten staat

33

I Gasstromen

33

Koolstromen

35

Sorbent cyclus

35

Stoom cyclus

37

Massa- en warmtebalans

38

r-Apparatenlijst voor pompen blowers en compressoren

41

Apparatenlijst voor reactoren kolommen en vaten

42

Apparatenlijst voor warmtewisselaars en fornuizen

43

Berekening van investerings en produktiekosten

44

Methode van Zevnik-Buchanan

44

t

Methode van T aylor

46

Methode van Wilson

47

De produktiekosten

47

Afschrijving

49

r Symbolenlijst

50

"-Literatuur

52

Bijlagen

A: Het computer programma

54

r

B: Enthalpie entropie diagram van water

67

C: Voorbeeld berekening warmtewisselend oppervlak

68

( ,

~,

J

(. ( ( ( ( (

"

,

f

Inleiding

Ondanks de onmiskenbare nadelen voor het milieu, lijkt het erop dat kolen in de toekomst weer een belangrijke positie gaan innemen op de energiemarkt. Kolen hebben veel minder dan olie en gas te maken met sterk schommelende prijzen, niet in de laatste plaats doordat de beschikbare voor aden over de gehele wereld indrukwekkend zijn. De grote

kolenproducerende landen gelden als politiek min of meer stabiel. Er worden op dit moment diverse technologieen ontwikkeld die de emissie van schadelijke schadelijke stoffen

vergaand kunnen beperken.

Op kleine schaal is wervelbedverbranding van steenkool een interessant proces. Het in een gefluidiseerd bed verbranden van steenkool heeft een aantal voordelen ten opzichte van een poeder kool verbrandings installatie. De voordelen hiervan zijn onder andere:

-Een lagere NOx-emissie vanwege de lagere verbrandings temperatuur (850 CoC]). -De mogelijkheid om zwavel in situ af te vangen door het toevoegen van sorbent materialen.

-Brandstof flexibiliteit laat het gebruik van goedkopere steenkool soorten toe. -Er komt geen slurry of vloeibare maar vaste afvalstroom vrij.

-Geen vorming van slakken.

-Besparingen van 5% tot 20% op kapitaal- en bedrijfskosten (niet regeneratief sorbentl .

Sorbent materialen zoals dolomiet en kalksteen zijn relatief goedkoop maar kunnen niet gemakkelijk geregenereerd worden hetgeen tot een afval probleem leidt. Dit afval moet worden behandeld en gestort en/of worden verwerkt in de gipsverwerkende industrie. Daarom wordt op dit moment onderzoek verricht aan regeneratieve sorbentmaterialen. Het sorbentmateriaal in dit fabrieks voorontwerp bestaat uit poreuze alumina bolletjes waarop CaO is aangebracht. Het doel van het fabrieks voorontwerp is de haalbaarheid te

bestuderen als dit regeneratieve sorbent onder atmosferische omstandigheden op industrieele schaal wordt toegepast.

Wervelbed verbranding van steekooi is een proces waarbij kool in een bed van sorbent materiaal in suspensie wordt gehouden door verbrandingslucht die onder in het bed wordt ingevoerd met behulp van een geperforeerde plaat. Het systeem wordt opgestart door sorbentdeeltjes in het systeem te brengen en deze te fluidiseren met behulp van de

luchtstroom. Achtereenvolgens wordt het bed opgewarmd door middel van olie of gas tot de zelfontbrandings temperatuur van kool. Is de zelfontbrandings temperatuur bereikt dan wordt begonnen met het toevoegen van kool. Gedurende de stationaire toestand worden zowel kool als sorbent materiaal continue toegevoegd. Het sorbent materiaal reageert met het zwaveldioxide, wat vrijkomt bij het verbranden van de steenkool. met als gevolg dat de emissie van zwaveldioxide wordt gereduceerd. As en verbruikt sorbent worden afgevoerd uit het bed. Hierop worden sorbent en as van elkaar gescheiden door zeven. Het as kan worden gebruikt om zware metalen uit te winnen of verwerkt worden tot bijvoorbeeld

<

,

( ( ( (

"

... ( ' \, (

2

bouwmaterialen. Het sorbent wordt weer geregenereerd onder reducerende

omstandigheden bijvoorbeeld door kool te verbranden met een ondermaat lucht (vorming van koolmonoxide). Het afgevangen zwaveldioxide komt hierbij weer vrij echter in een veel hogere concentratie dan welke uit het afgas van het wervelbed vrijkomt (als er geen sorbent zou zijn toegevoegd). Met de gasstroom die vrijkomt uit de regenerator kan elementair zwavel (Claus reaktie) of zwavelzuur worden geproduceerd.

<-( ( ( ( ( r

..

c

·

3

Ultganspunten van het ontwerp

Wervelbed

Het wervelbed wordt bedreven onder atmosferische condities en 850

[OCJ.

De gassnelheid waartussen het bed kan worden bedreven wordt begrenst door twee uitersten. De minimale fluidisatie snelheid en terminale snelheid zijn respectievelijk onder- en bovengrens. In het eerste geval is dit de snelheid waarbij de kracht veroorzaakt door de stomingsweerstand

van de fluidiserende gassen gelijk is aan het gewicht van het bed. In het tweede geval worden alle in het bed aanwezige deeltjes worden door de gasstroom meegesleurd. In het geval van het in een wervelbed verbranden van kool is er sprake van een deeltjesgrootte verdeling en verschillende dichtheden van de deeltjes (as, kool en sorbentl. Het gevolg van de deeltjesgroot te verdeling is dat met het opvoeren van de gassnelheid steeds grotere en zwaardere deeltjes worden uitgeblazen. Met het toenemen van de snelheid zal ook de warmte overdracht van het bed naar de zich in het bed bevindende pijpen toenemen. In de literatuur worden voor de gassnelheid waarden gevonden varierend van 1.3*minimale fluidisatie snelheid tot 3,5 Cm/sJ [12,23,28J. In dit fabrieks voorontwerp wordt gekozen

voor een gassnelheid van 2 Cm/sJ omdat deze waarde in alle gevallen binnen de grenzen van de hierboven vermelde literatuur valt.

Er is gekozen voor een systeem waarbij vliegas door cyclonen wordt afgescheiden en weer wordt teruggevoerd in het bed. Dit heeft de vogende voordelen:

-verbeterde verbrandings efficiency

-verbeterde warmteoverdracht naar de buizen in het bed -lagere emissie van stikstofoxiden [28J

De vliegas en kolen die in het bed worden teruggevoerd zullen echter ook weer snel worden uitgeblazen met als gevolg dat een aanzienlijk deel van de warmte vrij komt in het freeboard. In de literatuur wordt een waarde van 20% [15J vermeld.

De wettelijke emissie eisen voor nieuwe stookinstallaties (kolen) zijn [9,22J:

-so,,:

700 [mg/m3_J

-NOx : 500 [mg/m3_J

-stof: 50 [mg/m3_{J, bandbreedte tot 20 [mg/m}3_J

Om aan de emissie eis van zwaveldioxide te kunnen voldoen moet het gevormde

zwaveldioxide worden afgevangen met sorbentmaterialen. Een model om de zwavel retentie te voorspellen is het SURE-model [24J. Het SURE-model blijkt goede overeestemming te geven met experimentele resultaten. Het is hierom dat het SURE -model is gekozen om emissie van zwaveldioxide te voorspellen.

De concentratie stikstofoxiden is door de lage verbrandingstemperatuur laag en wordt nog verder verlaagd door het terugvoeren van vliegas (NO_x reductie door kool in het vliegas) [23.28J. Er wordt aangenomen dat aan de wettelijke eis wordt voldaan en geen

(

<.

( ( ( ( "

,.

,

...

~.

"'

,

Het stof wordt verwijderd door het toepassen van stofcyclonen en electrostatische precipitatoren om zodoende aan de wettelijke norm te voldoen.

Het SURE -model vraagt als invoer onder andere het vereiste rookgas ontzwavelings percentage (retentie parameter). Voor de retentie parameter wordt. analoog aan het NEV-scenario, 0,85 [- J aangehouden [9J. Om de vereiste graad van ontzwaveling te bereiken moet een overmaat sorbent worden gebruikt (Ca/S-verhoudingl. In de literatuur worden zeer uiteenlopende waarden gevonden varierend van 1,5-7 [15,23,28J.

4

Als de Ca/S-verhouding erg hoog wordt gekozen (grote overmaat CaOl leidt dit tot grote hoogtes van het wervelbed, met als gevolg een hoge drukval en dien ten gevolge tot hoge compressie kosten van fluidsatie gassen. Een lage Ca/S-verhouding leidt tot zeer grote verblijftijden van sorbent in het bed en zoals bij een hoge Ca/S-verhouding leidt dit tot grote hoogtes van het wervelbed. Er is gekozen voor een Ca/S-verhouding van 2 [23J.

De beschikbaarheid van bestaande fluide bedden ligt tussen de 85 en 96% [28J. Een jaar telt 8766 [uur J en er is gekozen voor een bedrijfsduur van 8000 [uur Ijaar J wat overeenkomt met 91%.

Sorbent

Het sorbent is een poreuze r-alumina drager waarop CaO is aangebracht. Het sorbent wordt geproduceerd door middel van de zogenaamde sol-gel methode. De sol-gel methode houdt in dat een AIO(OHl-sol op een twee fasen systeem wordt gedruppeld. De bovenste fase bestaat uit kerosine in deze fase zullen de AIO(OHl-druppels ronde bolletjes vormen. De tweede fase is een waterige oplossing van NH1 hierin zullen de AIO(OHl-bolietjes worden omgezet tot een alumina-gel. De gevormde bolletjes worden hierna voorzichig gedroogd. Tot slot worden de bolletjes gecalcineerd bij 850 [oCJ gedurende 12 [uur J (SGC1-12H850l. Het uiteindelijke produkt heeft de volgende eigenschappen:

-CaO .AI;:OJ met 9% CaO, [kg/kgJ -0sorb=1556 [kg/m3

] (dichtheid van sorbent deeltje)

-d:;orb=2.69.10-3 [m] {gemiddelde diameter van sorbent deeltjel -vporle=0.30.10-3 [m3_{/kgJ {porievolume van de sorbent deeltjesl}

-aSET .I'J" =-95.10+3 _{[mz/kgJ (inwendig oppervlak van de sorbent deeltjesl} -[.sorb=O,47 [rn3_{/m:q (porositeit van de sorbent deeltjesl}

-k_s=5.10-3 _{[misJ {sulfaterings constantel}

Er wordt aangenomen dat 2% van de circulerende sorbentstroom uit het systeem verdwijnt door attritie en deactivatie.

<.

( ( ( ( (

c

Cl

(î Kool

In dit fabrieksvoorontwerp wordt gekozen voo Poolse-5 kolen. Poolse-5 kolen hebben een laag zwavelgehalte [29J. Ook wordt deze kool op diverse plaatsen in Nederland gebruikt (TNO, Akzo). De samenstelling van Poolse-5 kolen is als volgt (droge kolen in [gew%J, CI-en N wordCI-en tot de as gerekCI-end):

-C: 74,13 -H: 4,52 -0: 9,83

-S:

0,78 -as: 10,74 De verbrandingswaarde bedraagt 29,37 [MJ/kgJ.

De deeltjesgrootte verdeling is weergegeven in tabel (1).

Tabel (1): De deeltjesgrootte verdeling van Poolse-5 kolen.

Deeltjesgroot te/[mmJ Cgew%J

) 10 0,99 8-10 8,71 6,3-8 18,65 5,6-6,3 6,43 4--5,6 23,91 2,8-4- 17,05 2-2,8 8,25 1-2 8,91 0,425-1 3.55 ,0,425 3.36

5

c

( ( (

"

( r":

o

r

Beschrijving van het proces

De Sorbent Cyclus.

De sorbentcyclus is een gesloten lus waarbij in de wervelbedverbrander 502 wordt geaccepteerd en vervolgens in de regenerator afgestaan.

Het sorbent in het wervelbed.

De reactie van zwaveldioxide in de wervebedverbrander verloopt volgens:

Ca50_{4 + AI 203} - 464,298 [kj/mol]

Het sorbent In de regenerator.

6

(1)

De regeneratie vindt plaats in de regenerator <R4) welke volgens het fluide bed principe wordt ontworpen (met als aanname dat zowel vaste als gas fase als ideaal gemengd zijn). De regeneratie wordt uitgevoerd door reducerende gasssen (H2 of CO) over het sorbent te leiden. De reactie vergelijkingen luiden:

6T

~;;;..;... .... CaO._AI203+ +502 Ca50_{4 +AI 203}+ 4C02 CO₂ - -.... Ca5+AI 203+ 4C0₂

Van de twee elkaar beconcurerende reacties is reaktie (2) endotherm en reactie (3) exotherm. Het rendement van de regeneratie (5_{reg )} wordt gegeven door [35]:

5

=

5°2 gemeten tijdens regeneratie, [mol]

reg Het te regenereren CaS0₀₄• [mol]

(2)

(3)

( ( ( ( ( r

,

.

~) n ,

In figuur (1) wordt de afhankelijkheid van concentratie reducerende gassen en Sreg gegeven. 100

X--

---"*--~ H - - - y 2

x

_____

~

____

~ 50 ----~---')0( CO

O+-__

~---~---~

o

15 5

concentratie reducerende gassen/[vol%J Figuur (1) Invloed van [H;;:,] en [COJ concentratie op Sreg [35J,

7

De activiteit van het SGC1-12H8S0 sorbent neemt toe naarmate het een groter aantal cycli doorloopt en is na vier cycli constant [3SJ. Voor de dimensionering van de regenerator is uitgegaan van de Sreg zoals weergegeven in figuur(1). De bronnen voor de reducerende gassen zijn:

-waterstof/koolmonoxide door kolenvergassing -koolmonoxide door part iele oxidatie van kool

De regeneratie wordt uitgevoerd met een overmaat van 5 vol% reducerende gassen (een gotere overmaat leidt tot een vermindering van de S02 concentratie en een verlaging van Sreg)' Door berekening wordt uitgezocht welke van de twee reducerende gassen de hoogste S02 concentratie geeft. Hiervoor moeten onderstaande vergelijkingen worden opgelost rekening houdend met: netto warmte effect moet groter of gelijk aan nul zijn en stoichometrie moet kloppen.

(CaS0₄ +AI₂0]+CO +-4 ----+1 CaO.AI₂0)+C0₂+S0₂+181,843 [kJ/moIJ)*Sreg (5) (CaS0₄ +AI₂0)+4CO 4 1 CaS+AI₂0₃+4C0₂-192,742 [kJ/moIJ)*Sreg

(6)

(C+1I20₂+2N_{2 4} 1 CO+2N₂-112,705)*x (7)

(9)

( ( (

"

)

8

Oplossen van x,y en z uit bovenstaande vergelijkingen geeft als uiteindelijk resultaat dat regeneratie met koolmonoxide en waterstof respectievelijk 8,1 en 8,3 [vol% S02J geven. Op basis van deze resultaten is besloten om voor regeneratie met 5 [vol%] overmaat

koolmonoxide te kiezen (eenvoudiger te realiseren door het verbranden van kool met ondermaat zuurstof). De volgende reacties vinden plaats in de regenerator:

C + 1/2°₂ +-4 ---+~ CO - 112,705 [kj/mol] (12)

H + _{1/4°2 ...} 4 ---+~ 1/2H₂0 - 105,674 [kj/mol] (13)

S + 02 ... 4 ---+~ S02 - 256,214 [kj/mol] (14)

CaS0₄ + _{AI 203} + CO ... 4 --+. CaO.AI₂0) + CO₂ + S02 + 181,843 [kj/mol] (15) CaS0₄ + 4CO ...

e----..

CaS + 4CO

_{z -}

192,742 [kj/mol] (16)

Het gevormde CaS reageert in de wervelbed verbrander op twee manieren:

CaS + 202 ... e ---+. CaS0₄ - 937,076 [kJ/molJ (17)

CaS + AI₂0₃ + 3/202 ... e ---+. CaO.AI₂0₃ + S02 - 472,779 [kj/mol] (18)

De eerste reaktie vindt voor 80% plaats en de tweede voor 20% [Informatie van Wolff, E.H.P. promovendus TUDelftJ. Met het ontstane SOz wordt rekening gehouden bij het bepalen Vi:ln cI!-: zwavel retentie parameter in de wervelbedverbrander (zie verklaring van het programma) .

-,

De zwavelretentie

Om het wervelbed te kunnen dimensioneren is een model nodig om de zwavelretentie te voorspellen. Het DUT -SURE model (Delft University of Technology SUlfur REtention) [24] is een model dat op de vakgroep Chemische Technologie is

ontwikkeld. Het gebruikte SURE-model is gebaseerd op de volgende aannames: -De sulfaterings kinetiek is eerste orde in sorbent oppervlak.

9

-Er wordt aangenomen dat, tussen 740 en 930 [OCJ, de kinetiek eerste orde is in de S02 concentratie [24J.

-Het fluide bed wordt beschouwd als een ideaal geroerde tank voor zowel gas als vaste fase.

-de zwaveldioxide vorming is recht evenredig met het zwavel percentage in de kool en toevoerstroom van de kool.

-Elutriatie en overige aspecten in het freeboard zijn niet in het model verwerkt. -De sorbent deeltjes hebben een uniforme grootte.

-Het is mogelijk om al het CaO, aanwezig op het oppervlak van de alumina drager, om te zetten naar CaS0₄·

Met de bovenstaande aannames is het mogelijk een expliciet verband af te leiden tussen de (Ca/S)-verhouding en het daarbij behorende niveau van zwavelretentie. Deze afleiding is in detail te vinden in [24J. Het uiteidelijke resultaat luidt:

Hierin is R: Zwavel retentie, [-] M: Relent ie parameter, [-]

m: Dimensieloze twee fasen gasstroom parameter, [-] Ca/S: Caiciumoxirle/Zwaveldioxide verhouding, [mol/mol]

(19)

Met de gewenste retentie en gekozen (Ca/S)-verhouding wordt de dimensieloze retentie parameter iteratief bepaald. De dimensieloze retentie parameter is gedefinieerd als:

Hierin is k: Overall sulfaterings snelheids constante, Cm/sJ i:_sorb: Verblijf tijd van het sorbent in het bed, [sJ <J>mol.s: Toevoersnelheid van molair zwavel, [mol/sJ ubed: Superficiele gassnelheid in het wervelbed, [m/sJ

Ä_bed: Dwarsoppervlak van het bed, [m2_J

q: CaO oppervlakte concentratie, [mol CaO/m2_J

( ( ( ( ( ( (

G

(l

De overall sulfaterings snelheids constante (k) is een combinatie van stof overdracht (diffusie in het sorbent bolletje) en chemische kinetiek (sulfatering) , k wordt berekend volgens:

( 1 1

)-1

k= +

-ks kg

Hierin is kg: massa overdrachts coefficient, [mis]

10

(21)

ks: intrinsieke kinetiek op het reactieve oppervlak plus het massatransport binnen het deeltje, [mis]

De massa overdrachts coefficient wordt berekend met behulp van het Sherwood getal volgens:

k

=Sh*-[-)-g d sorb

Hierin is Sh: Sherwood getal, [- ]

ID

:

Diffusiecoefficient van S02 in lucht, [m2_/s] dscrb: Diameter van de sorbent deeltjes, Cm]

(22)

In overeenstemming met de defenities van kg en k s ' welke gebaseerd zijn op het volume gas dat wordt uitgewisseld tussen de bulk en het buitenoppervlak van de sorbentdeeltjes, is het duidelijk dat ook q gebaseerd moet zijn op het buitenoppervlak van het deeltje. Voor q geldt dan:

Hierin is X

_{eao :}

Concentratie CaO aanwezig op het oppervlak van de drager, [kg/kg] Qscrb: Dichtheid sorbent deeltje, [kg/m3 ]

vscrb: Volume sorbent deeltje, 1I6*1l*d~orb' [m3_] ascrb: Oppervlak sorbent deeltje, TI*d~orb' [m2_]

Meao:

Molmassa CaO, [kg/m3 ]

Voor het Sherwood getal is een relatie gegeven in [24J:

Hierin is cmf: Bedporositeit bij de minimale fluidisatie snelheid, [- J umf: Minimale fluidisatie snelheid, Cm/sJ

lD

:

Diffusiecoefficient van S02 in lucht, [m2_/sJ

11

(24)

De diffusiecoefficient van zwaveldioxide in lucht wordt berekend met behulp van relatie 3-31 gegeven in Perry [20J. Bij 850 CoC] en 1.105 _{[N/m2 ] is [)=1,2854.10-}4 _[m2_/sJ.

( { ( ( ( ( ( (

o

Cl

(

'

12 Het wervelbed

Het wervelbed bestaat hoofdzakelijk uit as en sorbent deeltjes (de holdup aan kool wordt verwaarloosd [23J). Het is noodzakelijk een gemiddelde deeltjesgrootte en dichtheid te bepalen. Allereerst wordt van de afzonderlijke componenten de gemiddelde deeltjesdiameter berekend, op basis van massa, volgens [25J:

Hierin is Xj: Gewichtsfraktie, [- J df Deeltjesdiamer , Cm]

(25)

Voor de berekening van de gemiddelde deeltjesdiameter en dichtheid in het bed zal ook

rekening gehouden rnoeten worden met de verschillende dichtheden van sorbent en as. De

gemiddelde dichtheid wordt berekend volgens [25J:

Q

= Qsorb*Qas*(<I>m,as+<I>m.sorb) P Qsarb*<I>m.sorb+Qas*<I>m,as

hierin is Qsorb: Dichtheid van het sorbent, [kg/m3_J Qas: Dichtheid van as, [kg/m3_J

<I>m.sorb: Massadebiet sorbent, [kg/sJ

<I> m .as: Massaddebiet as, [kgf sJ

De gemiddelde deeltjes diameter wordt berekend op basis van volumina [25J:

[

<:Tl + <I> 6 1

J1/3

d = _ -m.as m,sorb +_+_

P <I>m.as + <I>m.sorb TI Qp

Qas*v as Qsorb*vsorb

Hierin is _{vas :} Volume van as deeltje, v=TI /6.d~s' [m3_J

vsorb: Volume van sorbent deeltje, v=TI/6*d~orb' [m3_J

(26)

l

(

(

(

Voor gepakte bedden heeft Ergun [7,11,12J een formule afgeleid die luidt:

Hierin is Çlgas: Dichtheid van de fuidiserende gassen, [kg/m3_J

1):

Viscositeit van het fluidiserende gas, [kg/(m.s) J

<p

:

Vormfactor (voor ronde bollen gelijk aan een), [- J

E.mf: Bedporositeit bij de minimale fluidisatie snelheid, [- J g: Gravitatie constante (9,80665), [m/s2_J

umf: Minimale fluidisatie snelheid, [m/sJ

Substitutie van het Reynolds en Archimedes getal geeft:

Hierin is Remf: Reynolds getal bij minimale fluidisatie, [- J Ar: Archimedes getal, [-J 13 (28)

(29)

(30) (31)

Wen en Yu [7] hebben gevonden dat voor een grote varieteit aan systemen bij benadering geldt dat:

(32)

(33)

Substitutie van (32) en (33) in (31) geeft:

( ( ( ( ( ( (

,

(

r

14

Met behulp van vergelijking (34) wordt de minimale fluidisatie snelheid bepaald. Een controle op de gekozen fluidisalie snelheid geeft (35) [12J. Vergelijking (35) geeft het optimale Reynolds getal met betrekking tot de warmteoverdracht. Met behulp van het optimale Reynolds getal wordt de optimale fluidisatie snelheid bepaald.

Ar

Reept 18 + 5.22/Är (35)

Als de fluidisatie snelheid te hoog wordt gekozen wordt een groot gedeelte van het bed door elutriatie uit het bed gevoerd. Een relaltie voor de terminale fluidisatie snelheid geeft [12J. deze luidt:

Ar

Ret _{18 + O.6"ïj'Är-} (36)

De bedporos iteit wordt iter atief bepaald volgens [12J:

(37)

Met:

(38)

(39)

Met formule (40) wordt de gemiddelde verblijf tijd van het sorbent in het bed bepaald

('[serb)' Er wordt aangenomen dat voor zowel sorbent als as dezelfde '[sorb geldt (jdeaal

geroerde tank). Met de '[sorb wordt de holdup van sorbent en as bepaald. De holdup van kooideeItjes i~> te verwaarlozen klein en wordt bij de beschrijving van het fluide bed verwaarloosd. De holdup van het as en het sorbent volgen uit de volgende relaties:

_ <P m . sorb • '[sorb Vserb- n b

t;"50r

( (

c

( ( (

(

)

r

15 <1> *1 V

=

m,as sorb as n (41) ~as

Hierin is V 50rb: Holdup aan sorbent in het wervelbed, [m3_J

V as : Holdup aan as in het wervelbed, [m3 ]

De hoogte bij de minimale fluidisatie snelheid wordt berekend met onderstaande formule:

Hierin is H_{mf :} Bedhoogte bij de minimale fluidisatie snelheid, [mJ

V 50rb: Holdup aan sorbent in het wervelbed, [m3_J

V as : Holdup aan as in het wervelbed, [m3 _J

cmf: Bedporositeit bij de minimale fluidisat iesnelheid, [- J

A_{bed :} Oppervlak van het wervelbed, [m2 ]

(42)

De drukval over het bed blijft na het bereiken van de minimale fluidisatiesnelheid constant met toenemende gassnelheid [7J, figuur (2),

/-:..::_---,;;

/i .

;'

u

Figuur (2): Drukval als funktie van fluidisatie snelheid.

Op eenvoudige wijze is af te leiden dat geldt:

(43)

De hoogte van het wervelbed zal echter in tegenstelling tot de drukval wel toenemen met toenemende gassnelheden. De porositeit van de dichte fase zal echter constant blijven

<-( ( ( ( ( ( ( ( (

De hoogte zal eveneens toenemen door de in het bed aanwezige pijpenbundels. Er worden verschillende relaties in de literatuur gevonden [7,11,12J. Geldart bechrijft de bedexpansie als volgt:

16

H-Hmf _ ubed-umf

Hmf ub (44)

Hierin is H: Bedhoogte bij fluidisatiesnelheid u, [mJ ub: Stijsnelheid van de bellen, [m/sJ

Geldart [11] geeft zelf een relatie tussen de stijsnelheid van de bel (ub) en de beldiameter (db). Howard [12J vermeld echter dat dit de stijgsnelheid van een enkele bel is. Radovanoviè [23J geeft een uitdrukking die geldt voor een situatie zoals die in gefluidiseerde bedden heerst (meerdere bellen). Deze luidt:

(45)

Hierin is db: Diameter van de stijgende gasbel, [mJ

De diameter van de gasbellen neemt toe naarmate deze stijgen als gevolg van expansie en coagulatie. In de literatuur worden vele relaties gevonden [11J om de grootte van bellen in het bed te berekenen. De gevonden relaties zijn geen van allen getest in het geval van qroep D deeltjes [11J ook wordt er geen rekening gehouden met de in het bed

aanwezige pijpenbundels. De meest gangbare vergelijking, gevonden in de literatuur is de relatie van Darton et al. (1977) [11,12,23], die luidt:

Hierin is Z: Hoogte vanaf gasverdeelplaat, [mJ

Ao: Oppervlak gasverdeelplaatl aantal gaten, [m2_J ubed: Superficiele gassnelheid in het wervelbed, [m/sJ

(46)

Met behulp van vergelijkingen (44) ,(45) en (46) wordt de bedhoogte bepaald. Hierbij wordt in formule (46) voor z, H/2 gesubstitueerd. De vergelijkingen moeten iteratief worden opgelost.

( ( ( ( ( ( ( ( ( ( l (

f

Als de bellen het oppervlak van het wervelbed bereiken zullen deze uit elkaar spatten. Het gevolg van het uit elkaar spatten is dat een hoeveelheid deeltjes uit het bed worden

geslingerd. De hoogte die de deeltjes bereiken heet de 'Transport Disengagement Height" afgekort TDH, figuur (3).

freeboarl

TDH

H

Figuur (3): Zones in een gefluidiseerd bed.

Voor de TDH worden zeer veel relaties gevonden in de literatuur [11J. De meeste hiervan gaan uit van een bekende deeltjesgrootte verdeling in het bed en/of zijn ze alleen geschikt voor de groepen A,8 en C [11J. De deeltjesgrootte verdeling is echter onbekend en is

17

er sprake van een groep D gefluidiseerd mengsel. Er is gekozen voor de relatie die Horio et al. (1980l [11J hebben opgesteld. De vergelijking luidt:

(47)

Hierin is TDH:

1

ransport Disengaging Height, [mJ

db,opp: Diameter van de gasbel aan het oppervlak van het wervelbed, [mJ

Gasverdeelplaat

Om een goede werking van de gasverdeelplaat te verkrijgen moet de drukval over de gasverdeelplaat tenminste 0,1 maal de drukval over het wervelbed bedragen. Er is namelijk een bepaalde gassnelheid nodig om de gaten open te houden en doorregenen te voorkomen. In formuleform wordt dit:

( ( ( ( ( ( ( ( ( ( ( 18

De gatdiameter in de gasverdeelplaat wordt in het algemeen gekozen tussen 1 [mmJ en drie maal de deeltjesgroote in het bed [12J. De ondergrens wordt bepaald door practische (economische) gronden, een groot aantal kleine gaten is arbeidsintensief, kostbaar en gevoeliger voor vervuiling. De bovengrens wordt bepaald door het doorlekken van deeltjes, als de gaten erg groot worden lekken steeds meer deeltjes door de plaat heen. In

formulevorm wordt dit:

(49)

Er is gekozen voor een gatdiameter van 5 [mmJ. De gassnelheid in de gaten wordt bepaald door het toepassen van de vergelijking van Bernoulli (benadering voor gassen):

.0.P

-

C

U~at

*Qgas

plaat- D*

2

(SO)

Hierin is CD: Verliest actor, [- J

U~at: Gassnelheid in gat van gasverdeelplaat, Cm/sJ

De verliesfactor (CD) heeft een waarde van 0,8 [20J. Bij de dichtheid van het gas moet nog opgemerkt worden dat deze gecorrigeerd moet worden voor druk- en temperatuurs

verschillen. Met behulp van de ideale gaswet wordt de dichtheid van het gas berekend. De snelheid in de windbox onder de verdeelplaat wordt berekend met:

Het oppervlak welk wordt ingenomen door de gaten volgt uit een massabalans over de windbox. Hierbij wordt verondersteld dat de gastemperatuur in de gaten gelijk is aan de gastemperatuur in de windbox:

Het aantal gaten nodi~l in de gasverdeelpaat is gelijk aan:

(S1)

(S2)

( ( ( ( ( ( ( ( ( ( (

r

19

Bij gebruik van een driehoekge steek. wordt de afstand tussen de gaten:

(54)

Gasreiniging

Om enerzijds het gas te conditioneren aan de wettelijke eisen (50 [mg/m3_{J [22J) en} anderzijds het verlies aan kool te minimaliseren wordt al het afgas door cyclonen en electrostatische precipitatoren geleid. AI het afgas uit zowel wervelbed verbrander als regenerator wordt als eerste door cyclonen geleid. De deeltjes die worden afgescheiden worden weer teruggeleid in het bed. Door het kiezen van deze uitvoering is het geen

bezwaar meer om de koolvoeding boven in het bed in te voeren. Immers al de kleine deeltjes kool die worden uitgeblazen zullen voor een groot gedeelte worden afgevangen in de

cyclomm. Het gas dat de cyclonen verlaat wordt tot slot gereinigd door electrostatische precipitatoren .

Cyclonen

Het rendement van een cycloon is onder andere afhankelijk van diameter en intree snelheid van de gassen. In de praktijk [10J wordt niet meer dan 20.000 [m3_{/uurJ aan gas gereinigd,} bij grotere hoeveelheden moeten er concessies gedaan worden met betrekking tot

rendement. In dit f abrieks voorontwerp is gekozen voor dat aantal cyclonen welke het dichtst bij deze 20.000 Cm3_{/uurJ komt. De geometrie, figuur (4) en tabel (2) moet dan als} laatste yekozen worden. In dit f abrieks voorontwerop wordt gekozen voor Swift high efficiency cyclonen (hoog rendement en lage drukvall .

D

_

o

I

e

1-

. . . .

---..

"'0,. "

.

\

I I

!

I. t

\

..'

hl

\

/

II I1 I I 'I t' I I I I I I

\

./

\ l '11' ~

:'1

₈

I

-1-= _D ::-:1

(

c

( ( ( r .... ( (1

C'

r

Tabel (2): Geometerie van Swift high efficiency cyclonen.

*

0

aiD biD

Del

0

SlO h,/D h₂/D BID

q> /0

2

v

1

0,44 0,21 0,4 O,S 1,4 3,9

0.4

4940

*

[m/uurJ

Met behulp van tabel (2) wordt de grootte van de cyclonen bepaald. De hoeveelheden as, sorbent en kool die het bed verlaten zijn onbekend maar zijn ook niet nodig om de grootte

van de cylonen te bepalen.

Electrostatlsche precipitatoren

Electotatische precipitatoren (ESP) worden gebruikt om de wettelijke eis van 50 [mg 20

stof /m3_{J te bereiken. De veldintensiteit moet gekozen worden tussen de corona spanning}

en de overslag spanning. In de literatuur [8,20,30,34J worden waarden gevonden van 4-450 [kV/mJ. Er word gekozen voor een veld van 200 [kV/ mJ. In de literatuur [7,26J worden eveneens verschillende waarden voor het voltage wat op de draden staat gevonden, echter allemaal tussen 35-60 [kVJ. Er wordt gekozen voor een voltage van 50 [kVJ. Dit houdt in dat de plaatafstand 0,25 [mJ is, dit wordt ook als richtlijn gegeven in [26J. De gassnelheid die gekozen moet worden mag enerzijds niet te hoog zijn (te laag rendement) en anderzijds niet te laag zijn (te groot apparaat). De gassnelheid wordt gekozen op 1 Cm/sJ deze snelheid valt binnen de grenzen die in de literatuur worden gegeven [7,20,33J.

De hoogte van een ESP varieerd van 7-15 [mJ. Er wordt gekozen voor een hoogte van 15 [mJ omdat dit een veel toegepaste hoogte is (informatie van project manager). Om df-J

grootte van het apparaat te kunnen berekenen is tot slot de driftsnelheid (udrift) nodig.

Voor de driftsnelhpid worden door Weber [33J en Perry [20J waarden gegeven van 0,1

[m/sJ. Dit wor'dt ook in dit fabrieksvoorontwerp genomen. Perry [20J geeft een relatie die

de mogelijkheid geeft om de ESP te dimensioneren (Deutsch vergelijking):

Aesp _ -Udrift

*

<P

T]esp-(1-e v,gas)

Hierin is I\~_~: Oppervlak van de collectorplaten in de ESP, [mzJ

co:... '

rJesp: Rendement van de ESP, [- ]

Udrift: Driftsnelheid van stofdeeltjes, [m/sJ

<t'y .qas: Gasdebiüt door de ESf\ [m3 _{I sJ}

(55)

-...

( (

o

r

21

Het rendement wordt gesteld 0,99 te zijn, er wordt dan verondp.rsteld aan de eis van 50 [mg stof/m3 ] te hebben voldaan. Mocht dit in de praktijk nog te hoog zijn dan kan door het verhogen van de veldintensiteit de vereiste emissienorm worden bereikt. Er moet dan wel extra kapaciteit aanwezig zijn, hier zal rekening mee moeten worden gehouden bij het ontwerp.

( ( ( ( ( ( ( I

c

o

() ( , 22

Motivering van keuze van de apparatuur en berekening hiervan

Met behulp van een computerprogramma in Pascal (bijlage A) worden alle gegevens berekend, nodig om de benodigde apparatuur te dimensioneren. Sorbentstroom, porositeit (cmf), retentieparameter (M) en gassamenstelling van de regenerator worden hierin iteratief bepaald. Voor regenerator en wervelbed verbrander gelden dezelfde formules met betrekking tot het fluidiseren. Invoer en uitvoer worden respectievelijk gelezen uit en

geschreven in bestanden. Deze bestanden worden opgegeven door de gebruiker. Het uitvoer

bestand geeft alle gegevens nodig voor dimensionering van cylonen, electrostatische precipitatoren wervelbedden en stoom cyclus.

De gebruikte verbrandingswaarde van kool is een netto waarde dus inclusief het opwarmen van de kool en as. In de warmtebalans komt daarom de afvoer van warmte door het as niet voor.

Door het isothereme bedrijven van de sorbentcyclus is warmte inhoud van de aan- en afvoer st romen constant. De reactiewarmtes van het sorbent in wervelbedverbrander en regenerator zijn meegenomen in de warmtebalans van beide wervelbedden (zie uitvoer van het programma).

Aangenomen wordt dat compressor C1 adiabatisch wordt bedreven hierbij zal de

temperatuur stijgen. Deze stijging in temperatuur wordt echter geheel weer teniet gedaan door de adiabatische expansie in het bed tot de uitgangs condities. Om deze reden is de enthalpie inhoud in begin- en eindtoestand gelijk en wordt daarom niet meegenomen.

Bij de berekening van de sorbent cyclus wordt geen rekening gehouden met attritie en elutriatie van het sorbent. Het verlies bedraagt slechts 2 [wt%J van de cicuierende

sorbentstroom en heeft daarom verwaarloosbare invloed op de sorbent cyclus. Het verloren

gegane sorbent wordt achteraf toeqevoegd via silo M23 en stroom 26.

Er is geen verbrandingswaarde bekend voor de vorming van koolmonoxide uit steenkool. Als eerste benadering is in dit FVO aangenomen dat de totale verbrandingswarmte gelijk is aan de som van de afzonderlijke verbrandings warmtes van de componenten (C geeft CO, H geeft H2

0

en S geeft S02).

In de massabalans van het systeem wordt aangenomen dat de 2% verlies aan kool via M5, H7 en M8 het systeem verlaat. In de praktijk wordt ook een deel afgevangen in de

electrostatische precipitatoren en als vliegas afgevoerd door de schoorsteen. Berekening is niet mogelijk omdat de deeltjesgrootte verdeling onbekend is.

Eventuele afvoer van (gedeactiveerd) sorbent wordt via koeler H9 en silo M11 afgevoerd. In stationaire bedrijfsomstandigheden zal deze afvoer niet gebruikt worden.

l

( ( ( ( ( ('

Voor het opstarten van het systeem zijn branders onder de gasverdeelplaten in de

wervelbedden aangebracht.

23

Warmtewisselaars H3 en H18 zijn uitgerust met zogenaamde 'heat pipes' [20J. Voor zowel

de warme als koude gas stroom is het mogelijk gevinde pijpen te gebruiken met als gevolg

dat de apparatuur zo klein mogelijk kan worden gehouden.

De temperatuur (120 [OCJ) van de rookgassen welke door de schoorsteen worden

afgevoerd is gekozen analoog aan [23J. Het gas beschikt hierbij nog over voldoende

stijgkracht en er bestaat geen gevaar voor condensatie van water met daarin zure

componenten (corrosie).

De temperatuur van het afgas van de regenerator bedraagt 350 [OCJ. Bij deze temperatuur

vindt het Claus proces plaats [6J.

In de regenerator worden de kolen en het sorbent door middel van een transportschroef

onder in het bed gebracht. Voor deze uitvoering is gekozen om zoveel mogelijk

koolmonoxide onder in het bed te laten ontstaan. Hierdoor is de afvoer van koolmonoxide zo

klein mogelijk en de concentratie aan zwaveldioxide zo hoog mogelijk.

Het gehele proces wordt bestuurd met een proces computer. Een regeling voor alle

apparaten af .zonderlijk is niet mogelijk als gevolg van de complexe interacties tussen alle

verschillende onderdelen. Bijvoorbeeld: Temperatuur van het bed hangt af van de koolstroom

en gevraagde hoeveelheid stoom de koolstroom bepaald op zijn beurt de lucht en

sorbentstroom. De sorbent stroom (Ca/S-verhouding) en koolstroom bepalen de

voedingsstromen (kool en lucht) voor de regenerator.

Veiligheid

Bij het ontwerp van de installatie moet rekening worden gehouden met het gevaar dat

stofexplosies kunnen optreden. De explosie gevoeligheid is ondermeer afhankelijk van de

fijnheid van de kooideeitjes. Vonken veroorzaakt door statische electriciteit zijn niet zelden

de ontstekingsbron van brand en/of explosie. Statische electriciteit ontstaat door beweging

(wrijvingi van vaste stoffen langs niet geleidende voorwerpen of oppervlakten. Maatregelen tegen het onstaan van statische electriciteit moeten vooral gezocht worden in het aarden en

verbinden van geleidende oppervlakken. De cyclonen moeten eveneens uitgerust worden met

breekplaten.

Bij de regenerator (en sorbent cyclus) moeten maatregelen worden getroffen met

betrekking tot ongecontroleerd vrijkomen van het zeer giftige koolmonoxide (MAC: 50

[ppmv COJ). Het plaatsen van detectoren en sensoren is daarom noodzakelijk.

Een regelmatige inspectie (stoomwezen) van de pijpenbundels (erosie) in het bed en

( ( ( ( ( ( (I () ()

c

24

Invoerbestand computer programma

100.10 0.360.98 29.37.10 850850 1.105 _1.105 350350 0.150.05 0.85 2 1 1.1196 5.10-3 0.650.2 22 600 0.09 44.49.10-6 _44.49.10-6 1.2854.10-4 _1.2854-4 5.10-3 _5.10-3 12.01115.10-3 1.00797.10-3 15.9994.10-3 32.064.10-3 28.0134.10-3 31.9988.10-3 28.0106.10-3 44.01.10-3 18.0153.10-3 64.0628.10-3 39.948.10-3

o

136.1416.10-3 72.1440.10-3 56.0794.10- ?-101.9612.10-3 0.7413 0.0452 0.0983 0.0078 0.1074 0.7630 0.2052 0.0096 0.0223 1400 1556 2400

el verm, therm rendement. C rendement. verbr warmte

temperaturen in de wervelbedden werkdrukken in de wervelbedden temperaturen in de windbox

overmaat lucht, overmaat koolmonoxide

R, Ca/S,

m, q,

ks

Sreg'Sox (oxidatie van CaS naar CaO of CaS04 )

superficiele gassnelheden

verblijftijd sorbent in regenerator gewichts fractie cao op alumina drager

viscositeit lucht (850 CoC]) in het wervelbed en regenerator diffusie coef(. S02 in lucht )1 bar 1 850 COC]

gatdiameter in gasverdeel platen

molgewicht C kool samenstelling H

o

S

N

₂

°2

CO CO₂ H₂0

S02

inert (voornamelijk argon) lucht CaS04 CaS CaO AI₂0₃

C

H

o

S

as lucht samenstelling N" dichtheden

O

₂ inert

water (70% luchtvochtigheid)

kool sorbent as

( ( ( ( ( { ( (

c

2.2.10-3 _{gem. deeltjesgr. kool}

sorbent 2.69.10-3 1.15.10-3 _as Thermodynamische gegevens 0 6.66 1.02.10-3 ₀ 0 7.16 1.00.10-3 _-0.40.105 -26.42 6.79 0.98.10-3 _-0.11.105 --94.05 10.55 2.16.10-3 _-2.04.105 - 57.95 7.17 2.56.1O-~~ 0.08.105 -70.94 10.38 2.54.10-3 _-1.42.105 Uitvoerbestand Verbrander

CaO uit regenerator 4,8121

CaS04 uit oxidatie van CaS 0,8424

CaS uit regenerator 1,0530

CaS04 uit wervelbed 3,0087

CaO uit wervelbed 2,8565

S02 uit fbc en reg 0,3451

S02 ontstaan in fbc 2,5114

CaO wervelbed in (uit reg en CaS) 5,0227

volume debiet fluidizatie gassen 348,57

stroom s02 uit de kolen 2,3008

retentie in fbc 0,8626

massa stroom kolen welke wordt verbr 9,4579

massa stroom kolpn inclusie! verlies 9,6509

retentiA parameter 5.5186

gemiddelde dichtheid 2157,9

gemiddelde deeltjesgroot te 1,775.10-3

getal van Archimedes 1,8392.104

minimalp. fluidizatic snelheid 0,7927

porositeit bij minimalfJ fluidizatie 0,4156

Reynolds bij minimille fluidizatie 9,73

Reynolds opt imaal 25,34

Reynolds terminaal 182.60

optimale fluidizatie snelheid 2,0643

terminale fluidizatie snelheid 14,8775

Sherwood getal 4,5647

bedhooqte bij U_mf 5,04

bedhoogte bij Uo 6,28

drukval over het bed 6,2339.104

25 Regenerator [mol/sJ [molh,J [mol/sJ [mol/sJ [mol/sJ [mol/sJ [mol/sJ [mol/sJ 2,24 [m3_/sJ 0,0305 [mol/sJ [-J 0,1256 [kg/sJ 0,1281 [kg/sJ [-] 2395,2 [kg/rn3 ] 2,309.10-3 _[mJ 4,4953.104 _[-] 1,3024 Cm/sJ 0,4231 [-] 20,80 [-1 39,97 [-] 305,11 [-J 2,5031 [mis] 19,1087 [mis] [-1 2,19 [rnl 2,67 [m] 2,9724.104 _[PaJ

(

26

drukval over verdeelplaat 6,2339.103 _2,9724.103 _[PaJ

verblijftijd deeltjes in wervelbed 48,73 600,00 [uurJ, [sJ

<- _{gassnelheid in de windbox 0,6583 0,8362 [m/sJ}

gasdichtheid in de windbox 9,346.10-\ 7,357.10-1 _{[kg/m3 ]}

gasdichtheid in het wervelbed 3,076.10-\ 3,076.10--\ [kg/m3_J

gassnelheid in de gaten 92,40 71,91 [m/sJ

( steek (driehoekige configuratie) 5,641.10-2 4,415.10-;:- [m]

oppervlak van het wervelbed 174,28 1,12 [m2_J

tdh 5,73 3,69 [m]

warmte balans (reactie warmtesl -2,79574.105 _-1,323.103 _[kWJ

temperatuur rookgassen uit bed 1123,15 1123,15 [KJ

(

enthalpie rookgassen uit bed 1,0766105 _9,3756.107 _[kWJ

temperatuur rookgassen 393,15 623,15 [KJ enthalpie rookgassen 1,1401.104 _3,4830.102 _[kWJ enthalpie windbox 3,6295.104 _2,3351.102 _[kWJ ( rookgas samenstellinqen N₂ 2847,7427 18,3215 [mol/sJ

°2

99,8957 0,0000 [mol/sJ CO₂ 583,7178 6,1678 [mol/sJ ( _{CO 0,0000 1,5819 [mol/sJ} H₂0 295,2881 3,3509 [mol/sJ S02 0,3451 1,9862 [mol/sJ Inert 35,8301 0,2305 [mol/sJ ( gasvoedingen Nr, _<- 2847,7427 18,3215 [mol/sJ O? 765,8674 4,9274 [mol/sJ CO;> 0,0000 0,0000 [mol/sJ CO 0,0000 0.0000 [mol/sJ (' H20 83,2302 0,5355 [mol/sJ S02 0,0000 0,0000 [mol/sJ Inert 35,8301 0,2305 [mol/sJ

C

'

c

(

( ( ( ( ( ( ( (

o

Dimensionering van de cyclonen

Het moldebiet welke het wervelbed verbrander verlaat bedraagt 3863 [mol/s]. Het

moldebiet is eenvoudig om te rekenen met (56) (jdeale gaswet) naar een volumedebiet.

Omrekening van 3863 [mol/sJ geeft bij 120 [OCJ en 1 [barJ een volumestroom van

454,6.103 _[m3 _{rookgassen/uurJ. Met een maximum per cycloon van 20.10}3 _[m3

roogas/uur J zijn voor de wervelbed verbrander 23 cyclonen nodig (parallell.

27

(56)

Voor de regenerator wordt een moldebiet van 32 [mol/sJ gevonden, omgerekend wordt dit

bij 350 CoC] en 1 [bar] een voumestroom van 5,9.103 _[m3_{/sJ. In het geval van de}

regenerator kan worden volstaan met 1 cycloon.

Electrostatische precipitatoren

De te reinigen volumestroorn aan rookgassen bedraagt voor de wervelbed verbrander

126 [m3_{/s]. Met een maximale snelheid van 1 [mis] wordt het dwarsoppervlak van de ESP}

126 [m?J. De hoogte van de ESP bedraagt 15 [mJ de breedte bedraagt dan 8,5 [mJ. De

lengte van de ESP wordt bepaald met formule (SS). Uit het rendement (0,99 [-J),

driftsnelheid (0,1 Cm/sJ) en volumedebiet (126 [m3_{/sJ) volgt een lengte van de}

collector platen van 12 [mJ.

~('n identieke berekening geldt voor de ESP van de regenerator. De resultaten van deze

berekening zijn: breedte 0,5 [mJ, hoogte 15 rm] en lengte 12 Cm].

Voor beide electrostatische precipitatoren geldt: veldintensiteit 200 [kV/mJ, electrode

I

( ( ( ( ( (' ( ( (' 28 De Stoomcyclus ProceskonditIes

Het succes van een ontworpen elektrische centrale hangt voornamelijk af van het

rendement van de stoomcyclus. Dit rendement schommelt in de praktijk zo rond de 35 tot

40%. Het rendement wordt bepaald door de proceskondities van de stoomcyclus. In het

algemeen kan gesteld worden dat een hogere temperatuur, een hogere druk en meertraps

expansie tot de beste rendementen leidt. Men dient er wel voor te zorgen dat onder de

kritische druk van water ( 221,2 [barJ [14J) gebleven wordt.

Om een zo efficient mogelijke cyclus te ontwerpen is het nodig de verliezen te beperken. Dit

wordt gedaan door een lage temperatuur van de rookgassen (120 [OCJ), een hoge

stoomtemperatuur ( 540 COC] [14J), een hoge stoomdruk ( 180 [bar] [14J) en een verre

expansie in de laatste turbine. E.e.a. wordt verduidelijkt door het

entalpip.-cntropk;> diagram van water en stoom, bijlage B. De druk van 180 [barJ is

duideliik hoqer aló, de aanbevolen drukken in perry [20J, maar wordt hedemlaaq,; in d"

industrie zeer veel toegepast [14J. Een nog hogere temperatuur geeft aanleiding tot

ernstige materiaal mm?ilijkheden voor de oververhitter pijpen.

De warmte wordt uit het bed afgevoerd door 2-inch pijpen die

over de gehele breedte van het bed steken. Door de breedte van wervelbed verbrander zullen deze pijpen wel ondersteund moeten worden. Uit het freeboard (waar 20% van de warmte vrij komt) wordt de warmte afgevoerd door 2-inch pijpen die echter uitgevoerd

zullen worden met vinnen om het oppervlak te vergroten. In de regenerator wordt gebruik

gemaakt van 1-inch pijpen die in het freeboard ook vinnen zullen hebben. Bij de berekening

van de oppervlaktes voor de pijpen in de bedden en de condensor is ~ebruik gemaakt van de

stap voor stap methode volgens het dicta,ll "Apparaten voor de procesindustrie deel IS! ,

apparaten voor warmteoverdracht" [2J, welke een goede benadering geeft voor het te

gebruiken oppervlak. Het dictaat geeft geen methode voor gevinde pijpen, maar hiervoor is.

eerst op de normalp. manier het oppervlak bepaald. De gevinde pijpen hebberl volgens de

literatuur [12J een ongeveer drievoudige warmteoverdracht aan de vin kant.

zodat het pijpoppervlak toch uitterekenen is. Een korte beschrijving van de stoom cyclus ziet er als volgt uit:

De q.:"condenseerde stoom wordt met een hoge druk pomp [P31J op 180 [barJ gebracht waarvan een klein deel naar de regenerator wordt geleid om deze op

temperatuur te houden. Hierdoor stijgt het water 1,4 [VCJ. Dit water wordt dan in

het bed verder verwarmd tot 357 CueJ, de verzadi9inqs temperatuur van water bij

180 [bar]. Hierna komt het in een stoomdrum

[V27J

die geregeld wordt door een

niveauregelaar . Md verdamperpijpen wordt verzadigde stoom qeproduceerd. Di:?

vL'rzüdiqdc ::;toom wordt in h0t freeboard opgewarmd tot 540 [UeJ die vervolgcrls in

:3toomturbine [M28J expandeert tot 23,4 [barJ en 235,3 [UCJ. Heroververhilting tot

( ( ( ( ( (

c

29

verzadigde stoom bij 0,1 [bar] en 45,81 [OC]. De stoom wordt gecondenseerd in

condensor [H30J en loopt naar de stoomdrum [V32J. Deze is voorzien van een vacuurnpomp om te zorgen voor voldoende vacuum bij opstarten, en bij eventuele luchtlekkages. Beide stoomturbines zijn met een as gekoppeld aan de generator voor het opwekken van electriciteit.

Het water gehalte in een turbine dient onder de 10% te blijven [20], er is gekozen

voor een maximum gehalte van 9%. Hoe meer turbines er gebruikt worden hoe hoger het

rendement zal zijn, maar ook hoe hoger de investering. In de praktijk wordt meestal

gekozen voor twee turbines dit wordt ook in dit FVO aangehouden. Door de meertraps expansie onstaat er minder (geen) vocht in de tussenliggende trappen,

hetgeen zorgt voor minder erosie op de turbine bladen en dus voor een hogere efficiency.

Een nadeel van deze hoge temperaturen en drukken is dat er speciale hitte en druk

bestendige metalen gebruikt moeten worden. Momenteel zijn er onderzoeken gaande om de

meest geschikte metaalsoorten te bepalen voor de pijpen in het bed en het freeboard. Op dit

moment is het meest geschikte materiaal hittevast staal type 310 S. De pijpen moeten ook genitreerd worden om ze nog meer te beschermen. Voor de pijpen van de regenerator zal

onderzocht moeten worden of het daar aanwezige gasmilieu de pijpen niet te zeer aantast

(door u.v. zwaveldioxide).

Berekening van de cyclus

De cyclus is uitgerekend met het figuur in bijlage (B), stoomtabellen [13] en het dictaat" De

roterende Stromingsmachine (W.64l". De resultaten hiervan zijn:

Temperatuur druk enthalpie entropie tussenliggend

COC]

[bar] [kj/kg] [kJ/ (kg.Kl J apparaat

45.E\ 0.10 191.8 0.6493 pomp .1)0.::" 180.0 210.0 0.6493 verdamper 540.0 180.0 3387.0 6.3695 stoomturbine 235.5 23.4 2846.3 6.3695 herverhitter 540.0 23.4 3552.9 7.4751 stoomturbine 45.8 0.1 2369.3 7.47.51 condensor 4.5.8 0.1 191.8 0.6493

<-( ( ( ( ( (

o

Het thermisch rendement van deze cyclus bedraagt:

1

=

Afgegeven warmte

*

100%=44.4%

) T oeqevoerde warmte

Bij het berekenen van deze cyclus zijn een aantal aannames gemaakt te weten:

- De expansie is isentropisch. - De pompen werken isentropisch.

- De drukverliezen in de leidinqen zijn te verwaarlozen. De totale hoeveelheid aftevoeren warmte bedraagt:

- Uit het bed : 152,3 [MWJ

- Uit het freeboearrl : 115,9 [MWJ - Uil de regenerator : 974,8 [kWJ verbranding van kool in het freeboard 30 (57)

warrnte ontrokken uit

hel, vv~r'velb",d

warmte ontrokken uit

het f reeboard

.,---/

\'" ,

/

.--verbranding van kool in het wervelbed

....

;==::~ --;:..--/--::;:::===- rookgassen

-(

.:

.

:

.

'j

~---' ,.'

"orbent _{lucht voorverhltt ing}

Figuur (S): Sankine diagram van de wervelbed verbrander .

wervelbed r,orbent

I

Ireeboard ,I

- - _

/

J , kool '.:0 afqas

-..,.---(

('

)

)

-...,---_

/

lucht voor verhitting

( ( (

<.

( ( (" ( 31

Uit de gegevens van de cyclus blijkt dat er per cyclus 3883,6 [kj/kg] water wordt

opgenomen. Hieruit volgt dat er 69,30 [kg/sJ aan water stroomt. Het isentropisch

rendement van de stoomturbines om warmte om te zetten in elektricit€it bedraagt ongeveer

85% (Dictaat: De Roterende Stromingsmachine W64). Uit de gegevens van de cyclus blijkt

dat er per kilogram water 1724,3 [kj] warmte afgestaan wordt. De elektriciteit productie is

dan: 0,8.5

*

119,49

=

101,57 [MW].

De berekeningen zijn als volÇJt uitgevoerd:

Er is bekend hoeveel warmte er in de stationaire toestand van het wervelbed en de

regenerator afgevoerd moet worden, en hoeveel warmte er per cyclus per kilogram

water wordt opgenomen. Hieruit volgt het aantal kilogrammen water dat per

seconde door de cyclus stroomt. Voor gegevens over stoom en water wordt

verwezen naar de Wärme atlas en stoomtabellen [13J. Met deze gegevens zijn dan

de oppervlaktes voor de benodigde pijpen uitgerekend, zie voorbeeld in bijlage C.

De resultaten van deze berekeningen staan in de tabellen (3) en (4).

Tabel (3): I)e ge~levpns van de pijpen in de werver bed verbrander .

soort

I

_plaah

LH

_,n

_{d u} ku V.O aant. I

[C] [m] [W/rn2_/K]

_Crn

_{2 ] l-] [m]}

verwarmer bed 634 0,0508 353 472

68

43,5

verdamper bed 493 0,0508 383 291 80 22,8

1E S.H. freeboard 307 0,0508 60 3308 29 238

2E S.H. freeboard 171 0,0508 60 4782 221 45,2

Tabel (4): De gegevens van de pijpen in de regenerator.

soort plé1at~ ,üT_1n d_u ku V.O I aant. I

CC]

[rn] [W/ rn2_{/KJ [rn}2

_J

I

[-] [m]

verwarmer bed 79B 0,0254 361 2.148 ?4 1,12

verdamper treeboard 798 0,0254 60 7.437' 29 1,08

Alle pijpen die zich in het freeboard bevinden zijn gevind. D0 gegeven waardes voor ku zijn

( ( ( ( ( ( (

c

'

32

Ook de condensor is volgens dezelfde stap voor stap methode gedimensioneerd. Uit de berekeningen volgt dat 21 warmtewisselaars in serie staan waarin het koelwater van 20 naar 29 [OC] wordt verwarmd per warmtewisselaar. De damp wordt gecondenseerd aan de mantelzijde. De dimensies van de warmtewisselaars zijn als volgt:

- diameter pijpen is 0.0254 [m] - steek is 0,0318 [mJ

- er wordt gebruik gemaakt van U-bundels

- de buitenmaat van de condensor is ongeveer 1 [mJ - er bevinden zich 610 pijpen in deze condensor.

( ( ( ( ( ( ( (

c

o

Stroom/Componenten staat Gasstromen ApparCtrttstroOm

i

Cumponenten N;. O? C0<. CO H;>O SO:, Inert (Ar) I ûtÜdl ApDaraatstroOm

!

Componenten N;? 0:, CO:'

CU

H;>(I SO;> inr.r\ (1\:1

-r

otct,ll tv1 in [kq/ :,J I j in lkWJ 1 M

Q

80.288 2·1-.665 1.5090 1.44-05 10/.90~ 7 M

₀

79,775 3.1965 25,G89 :<-i197 0.0221 ~.4 ~~

L..;

47696 1E-,.434 47C9(1

33

'1

_"

₄ t... .) tv1 0 M

0

M 0 79,775 79,775 79.775 3,1965 :':4,507 24.507 ;;"5,G89 5,3197 1,4-994 1,4994 0.0221 1.4313 1,4-313 1.4313 47696 36295 11~.434- 4769C, 107,213 36295 107,213 9 17 M Q M

₀

M

₀

79.775 79,77S J,196~ 3,1965 25.689 25,689 :;,3197 5,3197 0.0221 0.0221 1.·nn 1.1313 11401 11401 11S,434- 114()1 115.434 114G1

( ( ( ( ( [ . Apparaatstroom

1

Componenten

N

2

0;-CO

?

CO

H;:>O

SO'-'

Inert (Ar) Totaal

Açlpar ~id t~, troon!

1

Componenten N,-, 0,-,

CO

,-,

CO

H;>O

sa?

Inert (Ar) Totaal M in [kqhJ

o

in [kWJ 12 rv1

Q

0,5132 0,1577 0,0096 0,0092 0,6898 ,'") C' ,,-.J M

Q

0.S132 0,2714 0.0443 0.0604 0,1272 0.0092 348,30 1.0258 348.30 34 21 ' Î ' Î ' ) .... ~ L..L.. '--' M

Q

M Q M Q 0,5132 0,5132 0,5132 0,1577 0,2714 0,2714 0,0443 0,0443 0,0096 0,0604 0.0604 0,1272 0,1272 0.0092 0.0092 0,0092 233,51 581,81 348,30 O.fl898 233.S1 1,025f: 581,Bl 1,0258 ~;48.30 M Q M

0

M

°

( ( ( ( ( ( ( (

o

Koolstromen Apparaatstroom

1

COtl'lponenten

C H 0 c-" As T otêtéll Sorbentcyclus

Appar act t s t r OOrÎl

I _Componenten

.

CaO

CaS0

4 Ca~; AI?O.~ Kool

A

s

Totaal M in Lkg/sJ () in [kWJ 14-tv\ 7,1542 0,4362 0,9407 0.0753 l,O~~:65 'J,flS09 ç J M 0,1602 0.4096 '") ... '")çl' .. ) • ...Je. .. ) , O,l~)5G ., _i,"',"" _{VL.':J .. J} \ 5.1?04

35

lB

19

0

M

Q

M 0 M

Q

7,2492 0,0950 0,4-420 0,0058 0.9613 0,0126 0.0763 0,0010 1,0502 0,0137 9,7790 0,1281 6 8 10 0 M

_Q

M Q M

_Q

0,1602 0,4096 3.3257 0,1956 0,1956 1,029:-; 1,0293 1.2249 3.8955 1,2249

( ( ( ( ( ( ( ( ()

()

Appar z,a ts tro0r11

I Comu()rlenten

•

CaO C;SG, Cll~) AI"U, Koeo! , . ,.-....~,

T

otadl

,

~

I

ADpdr cid ti'. troom I COn1Dün8nteli

•

Cé;(; CéiSC)4 Cé:i~~ AI,,()3 Kool As ï otéli\i tv1 in L~0/:"'J U in Lk\/\lJ 11 t./i

0

~C: tvÎ ₀ Cl.le02 U.40Ç)(i ~.) ... , 'I ç"7 "'-',...JL.:..JI 4.3U~;1 36

r

_-'

-

'

V , J

le

tv1 0 tv1 r·~ \.- tv'!

Cl

0,2699 0,1602 0.4096 0,0759 3,3257 ') ",..,r7 ...J, ... JL..,.)I 0,0025 U,0138 3,6839 J,895:i

2

4

~CI

I

tv1

₀

tv1

0

~vi ("1 v 0,2699 O.OOCC 0,0760 3,3257 0,0665 0.0025 0,0138 I 3.6839 U.On1

( ( ( ( ( ( ( ( ( Stoomcyclus Apparaatstroom

!

Componenten Water Totaal Apparaatstroom

!

Componenten Water Totan: ApparéiatstroOm

!

Componenten WatH Totaal M in [kqhJ u in LMWi 101 M

Q

69,3 13.292 69.3 13,292 105 M

Q

69,3 15.528 69,3 15.528 109 M

Q

69.3 246,22 69.3 246.22 37 102 103 104

M

Q

M

Q

M

Q

69.3 14,553 69,3 14.553 106 107 108 M

Q

M

Q

M

Q

69,3 173.88 69,3 234,72 69,3 197,25 69,3 173,88 69.3 234,72 69 .~~ 197,25 110 M

Q

M

Q

M

Q

69,3 164,19 69,3 164,19

(

38

Voor-in

waarts Massa- en warmtebalans Retour Uit

<.

M M M

Q

_{Q Q}

M

Q ( r -107,902 0 Lucht C1 ( " -107.213

___

J

_______ _____

( () ,,-

...

0.6898

----

H3 0

-( ' -115,434 115,434 .-.--- -...

_----11401 47696 ( I ,,-

...

Kool 9,6509 279,574

I

I

R4

~_

I

VVater

r:::::

Stoom 69,3 15,528 69,3 283,69 ( ... r-" (

:--1-M?

f--c

i

I

( ( ( ( ( ( ( ( ( 0,12(;1

o

I

69,~3

o

I

I

I

!

I

:

!

i

I

I

I

I

!

I

_!

I

I

,

I

I

I I l'l,:'::2~,

,

I 114

,

5~j3

i 5,1204 i

I

1 I'") onr c:- _! !.J .u_~_:._} ! 1,0258 0,3483 I

I

1

I

1 I i I _I I i

-I

1 MlO I

I

' -------

-r

I -M16

r

--

M5

T

-n

: ~ H1S ------- --- r

-r

K.uo! ~..., I I _I ! I I Rookqa As en 39 3,6839 s ~---+----1115,434 11,401 kool ~~~--~1,2249 I

i

i I 1,0258 0.5818

!

I

I

I

I

! I I

I

I

I VVat",

i

"Ir

m

f-I _V __ 'v=at=E' __ r'

-~:~~~~~+6_9_'

:'

_

J

_-;1_

1

5_,;,}_:7

2_b_" - i

(

40

' " -( M2C

_f...-..

I

(

I

_I I

I

-( 3,6839 - - - ---- ~ RookÇjas _{1,0258 0,34-83} M2~

I

( "

-!

I ! I _i I 1 1 i

-(

A24

(

'--r--,

I

(

I

r--'--!

I

₁ I _,

,

I I i

l

I I

i

I

_M21

I

I

i

I

I

I

c

T

I

I

I 1 I

I

!

256,281

1"'0

c-r.

Totaal ~~~ ')~. ',' c _, I , ) I t> . ':":::>0 , c..ti.:'

I.:;

10.96)

!

I i !

i

i

( ( ( ( ( ( ( ( (

o

ApparatenliJst voor pompen blowers en compressoren

Apparaat No: f:3ûnaminy, type te vefpompün medium Capaciteit [kg/sJ Dichtheicj [kg/rn'~J

Z

ui~j -/F-'t''Ï ~;dr u k [baraJ Temperatuur (in,uit)

COC]

Vermogen [kVv] theül', / PI-Cikt, aantdl

Cl

Turbo corn pressor voor luclltYOE~dinq LUCJ-il 107,902 1.1(, Î / " I,U ,-2fj / -5500 / -r2~, F'31

Cil-Culé1tie pomp Hog€) druk voor stoom- pomp voor produkt i;. stoomcyclus

'-Nat er Water 100 69,3 n""lC -, 0..)..),1

990

1nr-. I .,n f \ ou / IvU O,Î / 180

357/357

45,8/50,2 1261,3 / 41