Een 100 MWe centrale op basis van verbranding van steenkool in een PFBC met regeneratieve zwavelafvangst

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

I

Y_

<.>

~

•

Nr

:

2691

laboratorium voor Chemische Technologie

Verslag behorende bij het fabrieksvoorontwerp

van

N.G.M. Smit en H.W. Velthuis

onderwerp:

met regeneratieve zwavelafvangst

adres: Pro Mauritsstraat 46 Delft Smidsweg 40 Nijverdal

opdrachtdatum : 29-09-1986 verslagdatum: 14-07-1987

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

FABRIEKSVOORONTWERP

Een 100 MWe centrale op basis van verbranding van steenkool in een PFBe

met regeneratieve zwavelafvangst.

opdracht datum: 29 september 1986 verslagdatum 14 juli 1987 N.G.M. Smit Pro Mauritsstraat 2628 ST Delft 015-126020 H.W. Velthuis Smidsweg 40 7441 EN Nij verdal 05486-10607 46

•

•

•

•

•

•

•

•

•

I

•

I

e

1.1 1.2 2 3 4 4.1 4.2 4.3 5 5.1 5.1 .1 5. 1 .2 5.2 5.2.1 5.2.2 5.2.3 5.2.4 5.3 5.4 5.4.1 5.4.2 5.4.2.1 5.4.2.2 5.4.2.3 5.5 5.5.1 5.5.2 5.6 5.7 5.7.1 5.7.2 6 6.1 6.2 6.2.1 6.2.2 6.2.3 6.2.3.1 6.2.3.2 6.2.3.3 6.2.4 6.3 6.3.1 6.3.2 6.3.3 6.4 6.5 6.6 Page 2 INHOUDSOPGAVE 4 Samenvatting en konklusies •• Samenvatting • • • • • • • • Konklusies en aanbevelingen •• Inleiding • . • • • • • • • • . Uitgangspunten voor het ontwerp

• • 4 • • • 4 • • • 5

• • 6

Beschrijving van het proces • • • • • • _{• • 9} De hoofdstroom • •• • • • • • • • • • •

De sorbentstroom De stoomkring Proceskondities

Algemene aspekten t.a.v. verbranding •• • • .

Ontwerp • • • • •

geflui diseerde

Faktoren van invloed op de verbranding van steenkool • • • • • • • • • • • • • • Fluidisatie • • • • •

Introduktie • • • • Minimum fluidisatie (5) Bedexpansie •• • • Het twee-fasen model (12) Warmteoverdracht • • • • • • •

Verbranding van steenkool en modellering • Hoe kool ver brandt • • • • • • • •

Verbrandingsmodellen • • • • • • • . • . • • • Verbranding van een chardeeltje • • • • Verbranding van een batch chardeeltjes • Kontinue verbranding • • • • • S02-verwijdering • • • • Inleiding • • • • • • • • • Kinetiek S02-binding • • • • • NOx vorming • • • • • • • • • • • • • • • De regenerator • • • • • • • • • •• • •

Regeneratie van het sorbent • • • •

Part iele oxidatie en verbranding van steenkool Proces berekeningen • • • • • • • • • • • • Inleiding • • • • PFBC-ketel • • • • Algemeen • • • • S02 vorming en verwijdering Fluidisatie • • • • • •

Minimum fluidisatie en statische bedhoogte • Drukval over het bed • • • • • • • •

Bedexpansie • • • • • • • • • • • • • • TDH en vrijboordhoogte • • • • • • • • • • Warmteproduktie, rookgassen, gasturbine en kompressoren • • • • • • •• • • • •

Warmteproduktie • • • • Warmteinhoud rookgassen

Kompressoren • • • • • • • • • • • • • • • Stoomkring • . • • • • •• • • • • • • Warmtewisselaar bui zen in het bed • • • • • Verbrandingsrendement en totaalrendement • 9

. 9

10 11 11 11 11 12 12 13 14 15 16 17 17 18 18 19 20 21 21 21 21 22 22 23 24 24 24 24 24 27 27 28 28 28 29 29 29 30 31 33 34

•

•

•

•

•

•

•

I

I

.

I

-I

.

•

6.7 6.8 6.9 6.10 7 7.1 7.2 8 9 De regenerator • • • • Warmtewisselaar H36 • • Elektrostatisch filter • Massa- en warmtebalans • • • • • Ekonomische aspekten •

Inves ter i ngen. •

Rentabiliteit • • • • • • • • • Li t er at uur l i j st Symbolenlijst Page 3 34 34

35

35

44 44 45 47 49

•

•

•

•

•

'

.

•

•

•

i

I

I

•

Page 4 Samenvatting en konklusies 1.1 Samenvatting

In dit ontwerp wordt een elektriciteitscentrale met een kapaciteit van 100 MWe beschreven. De elektriciteit wordt opgewekt door

verbranding van steenkool in een gefluidiseerd .bed onder een druk van 10 bar. Om de uitstoot van S02 beneden de emissienorm voor

ketelhuizen te houden wordt tijdens de verbranding calciumoxide op aluminadrager als sorbent toegevoegd. Dit sorbent wordt in een aparte wervelbedreaktor geregenereerd, waarna het S02 bevattende rookgas uit de regenerator naar een zwavelzuurfabriek wordt geleid.

Het uit het hoofdbed meegesleurde onverbrande materiaal wordt door cyclonen afgevangen en teruggevoerd in het bed, waardoor een hoog verbrandingsrendement wordt gehaald (99.5%)

Het totale rendement van de centrale is 40.6% • De centrale heeft een ROl van 14.7%.

1.2 Konklusies en aanbevelingen •

Een groot probleem bij de wervelbedverbranding onder druk van steenkool is het verwijderen van stofdeeltjes uit het rookgas. Voor de gasturbine is een bepaalde lage stofkoncentratie vereist om bij een temperatuur van 850°C erosie te vermrjden. Hiervoor is nog steeds geen

goede oplossing gevonden.

Over het attritiegedrag ven het sorbent is alleen bekend dat na 24 uur fluidiseren in een gefluidiseerd bed met zand minder dan 2%

verliezen optreden (1). Over een deeltjesgrootte verdeling hiervan is niets bekend. Om tot een goed ontwerp van de centrale te komen dient hiernaar verder onderzoek te worden verricht.

Het gedrag van de ketel als gefluidiseerd bed is niet met zekerheid te voorspellen, omdat de literatuurkorrelaties bepaald zijn bij één deeltjesgrootte, terwijl in de ketel de deeltjes verschillende afmetingen hebben. Met name de beldiameter wordt hierdoor onzeker. De uit de literatuur hiervoor bekende relaties zijn over het algemeen bepaald voor bedden van veel kleinere afmetingen en bij gebruik van

deeltjes met kleinere diameter. Q

Een nadeel is dat de vaste stof aftap uit de stoomketel eerst ~~~

-afgekoeld moet worden voorda t hÈ!t as en de sorbent gescheiden kunnen wordel1. Hierdoor is in de regenerator extra lûëht en koor nodig om het sorbent op te warmen tot de regeneratortemperatuur. Hierdoor wordt de S02 koncentratie in het rookgas uit de regenerator lager.

Een ander nadeel is dat de regenerator op een lagere druk werkt da de ketel. Echter, werking van de regenerator bij 10 bar geeft een dermate lage S02 koncentratie door xtra verdunning, dat verwerking hiervan niet langer ekonomisch haalbaar (

Het rendement van de centrale zou nog iets verhoogd kunnen worden door de stoom na gedeeltelijke expansie te heroververhitten, gevolgd door opnieuw expansie en door de warmte van de asstromen te benutten om de verbrandingslucht op te warmen •

Verder zou de warmte van de sorbentstroom uit de regenerator gedeeltelijk gebruikt kunnen worden voor opwarming van de

• Page 5

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

2 Inleiding

Om de afhankelijkheid van de energievoorziening in Nederland ten opzichte van de aardolie te beperken wordt het opnieuw invoeren van steenkool als primaire energiebron sterk overwogen. Bij

gefluidiseerde verbranding van steenkool dient dan in eerste instantie te worden gedacht aan warmte-kracht koppelingscentrales op

industrieterreinen.

In dit verslag wordt een processchema beschreven van een

elektrische centrale, waarin door middel van verbranding van steenkool onder druk in een gefluidiseerd bed (Pressurised Fluidised Bed

Combustion (PFBC)) stoom wordt geproduceerd. De stoom wordt

geexpandeerd over een turbine waarmee een generator wordt aangedreven. Tevens worden de rookgassen geexpandeerd over een gasturbine, die de kompressor voor de verbrandingslucht aandrijft en daarnaast een additionele generator, waardoor het totale rendement van de centrale wordt verhoogd.

Teneinde te kunnen voldoen aan de normen voor S02 emissie wordt calciumoxide op een aluminadrager als sorbent voor S02 toegevoegd. Dit sorbent wordt geregenereerd in een apart fluide bed.

Voordelen voor deze procesvoering ten opzichte van konventionele centrales zijn:

a. de lagere verbrandingstemperatuur waardoor N2 uit de lucht niet wordt omgezet in NOx, zodat de emissie van NOx wordt beperkt. b. door een efficiente S02 binding kunnen steenkoolsoorten met een

hoog S-gehalte zonder voorbehandeling worden gebruikt.

c. door de hoge warmteoverdrachtskoefficient in het fluide bed is een relatief kleine installatie mogelijk.

Voordelen ten opzichte van atmosferische wervelbedverbranding (AFBC) zijn:

a. een hoger totaal rendement ~

b. een beter verbrandingsrendement _ llf'J~'

c. een kompaktere installatie

Een nadeel ten opzichte van AFBC is de extra investering voor een drukvat.

~

Nog niet opgeloste problemen bij deze procesvoering zijn:

a. de emissie van as en vliegas waarfnZeer kleine deeltjes voorkomen \1-+1"----..

($ 1 0 ~m) \

b. een goede gaszuivering van het rookgas om een voldoende lage P\'-~c.. stofkoncentratie ter voorkoming van erosie van de gasturbine bij 850°C

c. attritie in het wervelbed van het gebruikte sorbent. _ \,:\t-tx.."ç>'i"~c...

-• het koppelen van twee fluide bedden die onder een verschillende ~~c.. druk werken.

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

Page 6

3 Uitgangspunten voor het ontwerp

Kapaciteit van de centrale ca. 100 MWe Rendement van de centrale ca. 40% Aantal bedrijfsuren per jaar: 8000

Gegevens steenkool

Uitgegaan is van een bitumineuze kool met de volgende samenstelling: vocht 7% as 15% C 67% H 4%

°

5% N 1% S 1% gemiddelde deeltjesgrootte stookwaarde (LHV) p

=

p = 1390 kg/m3 Cp

=

1.34 kJ/kg K (850°C) gegevens sorbent 3*10""'3 m 26*106 _J/kg gemiddelde deeltjesgrootte: 2.6*10-3 _m deeltjesvorm: vierkante cylinders samenstelling: CaO·5A1203 p = 1250 kg/m3 Gegevens lucht Samenstelling: vol% 79 21 p = 1.29 kg/m3 (0 °C) gew% 76.86 23.14 P 3.14 kg/m3 _{(850°C, 10 bar)} n E 4.53*10 -5 Pa s (850°C)

•

•

•

..

•

•

•

•

•

•

•

•

Gegevens rookgassen A. van de PFBC Samenstelling: N2 CO 2 H20 O2 NOx S02 vol% 76.44 14.14 6.06 3.35 onbekend 95 ppm B. van de regenerator: Samenstelling: vol% N2 74.34 CO2 19.46 H20 1. 36 S02 4.84 Page 7

Voor de stofgegevens van de rookgassen zijn dezelfde waarden gebruikt als voor 1 ucht •

Gegevens koelwater

Als koelwater voor de kondensor wordt gekozen uit kanaal- of rivierwater (inlaattemperatuur 20°C).

Gegevens kolenas

Bij dit ontwerp is aangenomen dat de in de kool aanwezige N en 0 uiteindelijk in de as terecht komt. Voor de eigenschappen van de as kunnen die van zand worden genomen (3).

p

=

2600 kg/m3

Cp

=

1.2*103 _{J/kg K (850°C)}

Bij de berekening van de stoomketel is een gemiddelde deeltjesdiameter van de as aangenomen van 1 *1 0 -3 m. Bij de berekening van de

•

•

•

STEENKOOL SCRBENT LUCHT S 1 STEENKOOLSILO Tr 2 OOSEERBAND S 3 SORBENTSILO Tr4 OOSEERBAND 1015 MENGER C6 KOMPRESSOR H 7 TUSSENKOELER BB VENTILATOR C9 KOMPRESSOR SlO SILO I

..

!tor bent recycle

10111 BLOW TANK T 12 GASTURBINE ~3 CYCLOON G14 GENERATOR R 15 PFBC 10116 ZEEF 10117 ASKOELER S lB SILO T 19 STOOMTURBINE G20 GENERATOR

•

•

H21 KONDENSOR V22 KONDENSVAT P23 KONDENSAATPOMP H24 WARMTEWISSELAAR H25 WARMTEWISSELAAR B26 VENTILATOR S27 SILO C')QB CYCLOON V29 MENGVOORWARMER pJO VOEDINGWATERPOMP

•

-... "

,

I ~, \

~

H'\

"

l

S31 STEENKOOLSILO R32 REGENERATOR C)<J3 CYCLOON 10134 ASKOELER 10135 ZEEF H36 WARMTEWISSELAAR 10137 ELEKTROSTATISCHE AFSCHEIDER

•

•

•

ketelwater

•

SO:1-riJk ga. ~naa,. z.z.I. verbruikt sorbent 35 36

EEN 100 MWe CENTRALE OP BASIS VAN VERBRANDING VAN STEENKOOL IN EEN PFBC

MET REGENERATIEVE ZWAVELAFVANGST

N.G.M. Smit

HW Velthuis

OStroomnr. [IJ Temp. iO·C

F.V.O. No: 2691

DEC. 19B6 ~ abs. druk in bar

\": ... , ,., ~-'~

•

'"0 llJ ()Q m ())

• Page 9

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

4 Beschrijving van het proces

Met dit proces wordt elektriciteit opgewekt door steenkool onder druk te verbranden in een gefluidiseerd bed. Aan het bed wordt kontinu calcium aluminaat toegevoegd om de vrijgekomen zwaveldioxide te binden. Met de vrijgekomen verbrandingswarmte wordt oververhitte stoom geproduceerd die over een stoomturbine geexpandeerd wordt. Deze turbine drijft een generator aan. De rookgassen onder druk worden geexpandeerd over een gasturbine, die in staat is naast de kompressor ook nog een additionele generator aan te drijven. Hierdoor wordt het totale rendement verhoogd.

In het proces zijn de volgende stromen te onderscheiden (zie stroomschema) :

1) de hoofdstroom (lucht, steenkool, rookgas) 2) de sorbentstroom

3) de stoomkring

4. 1 De hoofdstroom J

0

"lt \\

~

.

Een mengsel van steenkool (9.6 kg/s) en sorbent (1.5 kg/s) wordt via een hopper (S10) in een blowtank gebracht vanwaar het met lucht (niet de fluidisatielucht) naar de reaktor (R15) wordt

getransporteerd. De hoeveelheid lucht die hiervoor nodig is dermate gering ten opzichte van de verbrandingslucht dat deze verwaarloosd kan worden.

De verbrandings-/fluidisatielucht wordt in twee trappen met tussen-koeling tot de benodigde druk (10.23 bar) gekomprimeerd (C6, C9). De voelbare warmte van de gekomprimeerde lucht na de eerste trap wordt gebruikt om in een tussenkoeler het voedingswater in de stoomkring voor te verwarmen. De rookgassen worden in een cyclonenbatterij gereinigd van stof en vervolgens geexpandeerd over een gasturbine (T12) die de kompressoren en een generator (G14) aandrijft. De resterende voelbare warmte van de rookgassen wordt benut om het voedingswater voor de stoomproduktie voor te verwarmen.

4.2 De sorbentstroom

Het sorbent wordt van te voren in de juiste verhouding met de kool gemengd waarna dit mengsel via een blow tank onder druk wordt gebracht en naar het bed getransporteerd. In het bed reageert het calciumoxide met het zwaveloxide dat tijdens de verbranding ontstaat. Met behulp van een vaste stof aftap (stroom 10) wordt het beladen sorbent uit het bed gehaald. Deze stroom wordt gekoeld, waarna met behulp van een zeef de as uit deze stroom wordt verwijderd.

Het sorbent wordt opgeslagen in een hopper (S27) die tevens dient om de druk van het systeem af te laten. Vervolgens wordt het via een pneumatisch transportsysteem naar de regenerator gevoerd. Via een cycloon (Cy28) worden lucht en sorbent weer gescheiden, waarna het sorbent in het regeneratorbed wordt gebracht en de transportlucht als fluidisatie/verbrandingslucht wordt gebruikt. In het bed wordt het beladen sorbent geregenereerd met koolmonoxide. Dit koolmonoxide wordt gevormd door een gedeelte van de kool die aan dit bed wordt toegevoerd (stroom 24) partieel te oxideren. De rest van de kool

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

Page 10

wordt geheel verbrand, dit om voldoende warmte te produceren voor de reaktie met koolmonoxide en opwarming van het reaktiemengsel. Via een vaste stof aftap (stroom 28) wordt het geregenereerde sorbent uit het bed gehaald. De stroom wordt gekoeld en de as wordt er uit

verwijderd. Het sorbent kan opnieuw gebruikt worden. Als ontwerpeis was gesteld dat het sorbent ongeveer 100 cycli zou moeten kunnen doormaken. Hiertoe wordt 1% van het geregenereerde sorbent afgevoerd

(stroom 36) en eenzelfde hoeveelheid vers sorbent toegevoerd. Deze konstruktie is gekozen omdat over het attritiegedrag van het sorbent nagenoeg niets bekend is. Het is echter zeer aannemelijk te stellen dat een gedeelte van het sorbent juist door attritie het proces zal verlaten. Deze verliezen worden dus als het ware in rekening gebracht door stroom 36. Dit doet echter aan het ontwerp als geheel niets af.

De rookgassen die zwalveldioxide bevatten worden naar een zwavelzuurfabriek geleid. De uit het regeneratorbed meegesleurde stofdeeltjes worden gedeeltelijk afgescheiden door een cycloon (Cy33) en teruggevoerd in het bed. Het gedeelte dat niet wordt afgescheiden wordt na afkoeling van de rookgasstroom in een warmtewisselaar (H36) door een elektrostatische precipitator afgevangen.

4.3 De stoomkring

In de wervelbedketel (R15) wordt stoom opgewekt van 525°C en 160 bar. Deze stoom wordt geexpandeerd over een turbine (T19) die een ge-nerator (G20) aandrijft. De afgewerkte stoom wordt vervolgens gekon-denseerd in een kondensor (H21) ,waarna het kondensaat wordt opge-vangen in een kondensvat (V22). Het kondensaat wordt vervolgens voor-verwarmd in met de restwarmte van het rookgas in een warmtewisselaar (H25) en met de voelbare wamte van de gekomprimeerde lucht in de

tussenkoeler van de kompressoren (C6, C9). In de mengvoorwarmer (V29) wordt het met uit de turbine afgetapte stoom verder opgewarmd en ont-gast. Tenslotte wordt het water weer teruggevoerd naar de ketel.

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

Page 11 5 Proceskondities

5.1 Algemene aspekten t.a.v. gefluidiseerde verbranding 5.1.1

Ontwerp-Er zijn veel verschillende benaderingen mogelijk voor het ontwerp van een FBe installatie. De ene werkt onder een druk van zo'n 10 bar bij een bedhoogte van 1 m, een andere bij atmosferische omstandigheden met een bedhoogte van minder dan 20 cm. In sommige ontwerpen wordt gekozen om de kool boven aan het bed toe te voegen terwijl in andere de kool wordt toegevoerd in de buurt van de gasverdeelplaat. Dit wijde bereik voor het ontwerp vraagt om kwalitatieve overwegingen voordat wordt gekeken naar vebrandingsmodellen, omdat er veel faktoren zijn die de verbranding van de kool in het bed beinvloeden.

5.1.2 Faktoren van invloed op de verbranding van steenkool

-De belangrijkste aspekten van een FBe worden hieronder beschreven: 1. bedhoogte. Deze kan bepaald worden door overwegingen zoals de

hoe-veelheid buizen die noodzakelijk is voor voldoende warmteoverdracht of voldoende hoogte om volledige verbranding van kleine deeltjes te garanderen of de hoeveelheid sorbent nodig voor zwavelafvangst. 2. fluidisatiesnelheid. Een bed dat wordt bedreven onder

omstandig-heden in de buurt van minimum fluidisatie wordt gekarakteriseerd door weinig menging en grote temperatuurgradienten. Bij hoge flui-disatiesnelheden vormt zich een deeltjesarme fase boven het bed en bestaat het risiko dat het bed wordt leeggeblazen.

3.

deeltjesgrootte. De deeltjesgrootte is van grote invloed op de eigenschappen van het bed omdat veel stofoverdrachtsverschijnselen en de fluidisatie hierdoor bepaald worden.

Deeltjesgrootte-verdeling kan segregatie beinvloeden en soms ook de verbranding. 4. druk. De druk waaronder de installatie werkt is van invloed op de

fluidisatie eigenschappen en de reaktiemechanismen.

5. eigenschappen van de brandstof en de as. Deze eigenschappen en die van additieven (kalk of zoals hier alumina) kunnen van invloed zijn op de manier waarop een FBe wordt bedreven. Bijvoorbeeld, heeft de

as een laag smeltpunt, dan moet de bedtemperatuur laag genoeg zijn om sinteren te voorkomen. Kool met een hoog gehalte aan kleine deeltjes kan aanleiding geven tot verbranding boven het bed (in het vrijboord) in die ontwerpen waarin de kool boven het bed wordt toe-gevoerd. Vluchtige bestanddelen van de kool (volatile matter, VM) kunnen in of boven het bed verbranden; kool met een hoog asgehalte kan leiden tot ophoping van die as in het bed, verandering van eigenschappen van het bed en fluidisatiegedrag.

6.

bedtemperatuur. Deze moet in de hand worden gehouden om sinteren te vermijden en om de S02-binding te optimaliseren. Bij lage temperatuur nemen de verbrandingssnelheden af omdat de reakties veel langzamer worden.

7. wijze van toevoeren van brandstof.

8.

geometrie van de installatie. De geometrie is van grote invloed op

het gedrag van het bed; een bed kan opereren in het slugging-regime

bij een hoogte/diameter verhouding groter dan 1 terwijl in een ondiep bed allerlei stromingspatronen kunnen optreden.

I

.

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

5.2 Page 12

De eenvoudigste is een horizontale vlakke plaat met gaatjes of van een poreus materiaal. Echter, de plaat kan onder een hoek staan of een bepaalde vorm hebben om de eigenschappen van het bed te

beinvloeden.

Fluidisatie

5.2.1

Introduktie-Een gefluidiseerd bed ontstaat door opwaartse stroming van een gas of vloeistof door een bed van deeltjes. Wanneer de superficiele snelheid van het fluidum geleidelijk wordt verhoogd, wordt op een gegeven moment een punt bereikt waarbij het bed onstabiel wordt. Op dit punt is de wrijvingskracht uitgeoefend door het fluidum gelijk aan het schijnbare gewicht van het deeltjesbed.De konfiguratie van het bed verandert~de porositeit neemt toe) en een ietwat hogere superficiele snelheid maar lagere drukval is dan nodig voor een stabiel bed.

Hogere superficiele snelheden zijn nu mogelijk totdat het bed in zijn geheel wordt uitgeblazen (pneumatisch transport).

" _'" .0 on on e u o c-e u Packed oea expands ••••• •••

.

:.:.

•• •

.

:.:.

LiQuid gos ••• _•

_•

•• • _•• • _• •• _• ••• _{• •} • •• ••••• • LiQuid Gas Fluld flOW rale 1I •

..•.•

ö

LiQuid Gas

fig. 1. gedrag van een gefluidiseerd bed 501ICS

LiQuid Gas

Als de superficiele snelheid van fluidum wordt verhoogd tot boven het minimum vereist voor fluidisatie, zijn er twee dingen mogelijk. Of het bed blijft expanderen waarbij de gemiddelde afstand tussen de deeltjes toeneemt (homogene verdeling van fluidum en vaste fase) of de extra hoeveelheid fluidum passeert het bed in de vorm van bellen. Deze twee toestanden worden gewoonlijk "particulate" resp.

"aggregati ve fl ui disation" genoemd. Over het algemeen treedt

particulate fluidisation op bij vloeistof-vast systemen en gas-vast systemen bij lage gassnelheden en aggregative fluidisation bij de overige systemen.

• Page 13

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

5.2.2 Minimum fluidisatie (5)

-Bij afwezigheid van experimentele verificatie is het toch nodig de minimum fluidisatiekondities (i.c. gassnelheid) te berekenen. Dit

kan worden gedaan door een uitdrukking/vergelijking voor de relatie tussen drukval over en superficiele snelheid door een vast bed te nemen en de drukval gelijk te stellen aan het schijnbare gewicht van de deeltjes. Hiervoor is nodig een waarde voor de porositeit van het bed onder deze kondities. De drukval over een gefluidiseerd bed wordt gegeven door:

5. I

Wanneer het bed expandeert blijft het produkt (l-E)H konstant. Dus:

f.2-De meest gebruikte relatie voor de drukval over vaste bedden is die

van Ergun (6):

r

-(I- En.f)2. :;

IJh.l

.

L/-

~n.;')

(j

fi:;

- - ' - _ . . L - _

+

j.

t

ç

J -..:.../"_-.;....

E:';

d

1.

~'-I

d

-::: IfO _~.S

Hierin is d de diameter van een bolvormig deeltje of de ekwivalente diameter van een niet-bolvormig deeltje met hetzelfde volume.

Vervangen we in vgl.

5.3

~Pb met het rechterlid van vgl. 5.1 en vermenigvuldigen we beide zijden met ~ d3/n2(1-E~), dan volgt:

IS-o

Definieren we:

Wanneer voor E_~ de waarde 0.4 wordt genomen, dan volgt:

Dus:

Uit ReM; kan dan u~1 berekend worden.

Ook zijn er korrelaties te vinden (7) voor gefluidiseerde systemen met 2 of meer verschillende deeltjes (verschillend wat betreft grootte

en dichtheid). De beste is die van Cheung e.a. (8):

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

waarin:

u.t::

Minimum fluidisatiesnelheid van komponent met laagste U

Up: Minimum fluidisatiesnelheid van komponent met hoogste U

i :

Massafraktie komponent met hoogste U

f

5.2.3 Bedexpansie

-Page 14

De bovengrens voor de gassnelheid in een gefluidiseerd bed is de terminale valsnelheid van de gefluidiseerde deeltjes. Deze kan worden uitgedrukt in de vorm van het kengetal van Galileo, hoewel het niet mogelijk is om het totale bereik van Reynolds getallen in een

vergelijking te vangen. Voor bolvormige deeltjes kan de wet van Stokes gebruikt worden bij lage Reynolds, de wet van Newton bij hoge en de wet van Schiller en Naumann voor tussenliggende waarden van Reynolds (5):

Gil.... ::.

IJ'

~i,

Ga.

.é:.

.1.6

ç·r

Ga.

=

JE'

A'e

_t T-

2.t-

Rt.

'l

1.6cY9-

l.t

~GtL ~/o

ç >.8'

GIL

-=

_~~

Gv-

~ 10

ç

_ç

_.

_J

Het verband tussen porositeit en fluidisatiesnelheid wordt nu gegeven door (wandeffekten worden verwaarloosd):

u

Vl

Ut;

~& f.Jo of

-lj

Cl

Ut 1'1= f·l/

lo

_J

E-De index n kan dus berekend worden als een set van overeenkomende waarden van E en U bekend zijn. Nemen we hiervoor het punt van minimumfluidisatie:

h=

(.12

-~q ~

v

Re._1-Zoals boven vermeld zal een gasgefluidiseerd bed in het algemeen "aggregative" zijn, met andere woorden een gedeelte van het gas passeert het bed in de vorm van bellen. Diverse auteurs geven kriteria waarmee een en ander eventueel voorspeld kan worden. Het gedrag van deze bellen werd het eerst goed beschreven door Harrison en Davidson(9).

Deze bellen, hun grootte en snelheid en mate van koalescentie, zijn bepalend voor de afmetingen van het bed en voor warmte- en

•

•

•

•

•

•

•

•

I

I

_I

·

•

•

Volume split Plug to mixed Fraction of solids here Emulsion Crossflow, K

1 (

FIG U RE 2 Two-phase model to represent the bubbling fluidized bed.

Page 15

stofoverdracht in het bed. De aanwezigheid van (horizontale) warmtewisselaarbuizen in het bed zal ook invloed hebben op het fluidisatiegedrag en bel vorming. De meningen hierover in de

literatuur lopen sterk uiteen. Levenspiel e.a. (10) zeggen dat de buizen belgroei verhinderen en dat de bellen een konstante grootte behouden en dat er zelfs geen sprake zal zijn van een twee fasen systeem, zoals beschreven door Davidson en Harrison, maar dat er homogene fluidisatie optreedt. Xavier e.a. (11) daarentegen beweren dat de buizen nauwelijks van invloed zijn op de koalescentie en de belgroei en -grootte. In hun experimenten geldt dat echter alleen voor bellen die op het moment dat ze de buizen bereiken al veel groter zijn dan de horizontale spacing van de buizen.

•

5.2.4 Het tweefasen model (12)

-De theorie is gebasseerd op de aanname dat al het gas, dat in het bed aanwezig is buiten de hoeveelheid nodig voor minimum fluidisatie, het bed passeert in de vorm van bellen.

Belsnelheid

Omdat een gasgefluidiseerd bed, opererend boven de mlnlmum

fluidisatiesnelheid veel weg heeft van een kokende vloeistof en tevens veel eigenschappen daarvan vertoont wordt het gedrag van bellen in een gefluidiseerd bed op dezelfde manier beschreven als gasbellen in een kokende vloeistof. Zo vindt men voor de stijgsnelheid van een enkele bel:

U, :::::

O

·

r

J

r;z;;

~.13

Als er veel bellen tegelijk aanwezig zlJn is deze uitdrukking niet meer toepasbaar omdat interaktie en koalescentie de snelheid

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

Page 16 vergroten. volgende:

tL

_B

De meest gebruikte relatie (semi-empirisch) is de

Bellen hold-up

~.J4

De aanwezigheid van bellen veroorzaakt expansie van het bed en m.b.v. de twee-fase theorie kan de hold-up voorspeld worden. Onder

aanname van uniforme belgrootte:

Belgrootte

De voorspelling van de belgrootte is van groot belang voor een goed begrip van hetgeen zich in het bed afspeelt. In het algemeen kan gesteld worden:

D f{(U-U~f)' gasverdeelplaat}

Voor een schatting van de belgrootte zlJn veel korrelaties beschikbaar. Een veel gebruikte is die van Darton e.a. (13):

/

)D.4/

.r;-)

o.e

-0.4

PB ,;

OS'

v

l

ti -

t1".,.;

L

~

+

y

At>

I

waarin: X :

Al) :

afstand tot de gas verdeel plaat oppervlak van de gasverdeelplaat overeenkomend met een gaatje versnelling tgv de zwaartekracht

Verder is in dit ontwerp brui kbaar een korrelatie van Mori en Wen (14) ~

+-voor de belgrootte op het moment van ontstaan:

î,

J

5.3 Warmteoverdracht

Een van de opvallendste eigenschappen van een gefluidiseerd bed is de uniforme temperatuur ervan. Deze uniformiteit bestaat zowel in axiale als in radiale richting, zelfs in bedden met een diameter van 10 m(15). Deze hoge snelheid van warmtetransport is het gevolg van de door bellen veroorzaakte circulatie van de vaste fase.

De warmteoverdrachtskoefficienten in gefluidiseerde bedden zijn dan ook een orde groter dan die in gepakte bedden. Ondanks (Dankzij ?)

een grote hoeveelheid onderzoek en publikaties op dit gebied is ______

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

Page 17

vinden in o.a. (15) en (16). De gevonden korrelaties zIJn in hoge

mate afhankelijk van vatgeometrie, fluidisatiegedrag en

stromingspatronen. Ze komen voort uit werk dat is verricht bij

relatief lage temperaturen (300°C) en in modelopstellingen waarin slechts een beperkt aantal stoffen voorkomen (fluidisatie van

silicabolletjes met stikstof). Het nut van dergelijke relaties lijkt

dan ook beperkt te zijn tot de bewuste meetomstandigheden. In het

geval van gefluidiseerde kolenverbranding wordt als gevolg hiervan volstaan met het geven van overall waarden voor de

warmte-overdrachtskoefficienten. Voor AFBC en PFBC installaties worden

doorgaans waarden van resp. 270 en 350 W/m2_{K gebruikt (17).}

Tot slot nog enige opmerkingen over het ontwerp van een bed met

horizontale warmtewisselaar buizen(18). De belangrijkste problemen

hierbij hebben betrekking op zaken als optimale spacing van de buizen, de afstand van de bundel tot de gasverdeelplaat, onderlinge afstand van verschillende voedings- en aftappunten etc. Niet in de laatste plaats is ook van belang of het bed wel groot genoeg is om een bepaalde hoeveelheid warmtewisselend oppervlak te herbergen.

In het algemeen prefereert men een driehoekige steek van de buizen

boven een vierkante. Bij een vierkante steek bestaat het risiko dat

zich op de buizen een stilstaand hoopje bedmateriaal vormt. Verder is

in een "staggered" konfiguratie de menging beter. Het type spacing is

iets minder kritiek wanneer de fluidisatiesnelheid hoog is. De horizontale spacing kiest men doorgaans tussen twee en vier

buisdiameters. In kommerciele ontwerpen waar een groot oppervlak per

volume-eenheid is vereist hebben dunne buizen en een dichte verpakking

de voorkeur. Het effekt van de vertikale spacing is minder bekend.

Diverse konfiguraties zijn mogelijk: (i) driehoekig met vertikale

afstand tussen de rijen gelijk aan de horizontale spacing, (ii)

driehoekig, gelijkzijdig en (iii) "Rivesville" konfiguratie waarin de onderlinge afstand van buizen in twee rijen boven elkaar gelijk is aan de helft van de horizontale spacing.

5.4 Verbranding van steenkool en modellering

5.4.1 Hoe kool verbrandt

-Als een kooIdeeItje in een hete luchtstroom wordt gebracht met een temperatuur boven de zelf-ontbrandingstemperatuur en waarvan de

snelheid hoog genoeg is om te zorgen voor voldoende zuurstof dan gebeuren er drie dingen:

1. De temperatuur van de kool stijgt tot de zelf-ontbrandingstemperatuur en hoger.

2. Gedurende korte tijd komen vluchtige bestanddelen vrij die vervolgens verbranden.

3. De achterblijvende vaste stof (char, voornamelijk koolstof) wordt relatief langzaam geoxideerd totdat onbrandbare as overblijft.

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

Page 18 5.4.2 Verbrandingsmodellen

-Vooral het laatste onderdeel van bovenstaand proces is veelvuldig onderwerp van pogingen tot modellering. De belangrijkste reden hiervan is dat een eventueel ontwerp gebaseerd kan worden op gezonde principes in plaats van empirie.

De gebruikelijke modellen (voor een overzicht zie bv (19,20)) varieren van relatief eenvoudige, partiele modellen die slechts een aspekt beschrijven tot samengestelde modellen van verschillende processen.

In dit ontwerp is gebruik gemaakt van een model (12,21,22) dat de verbranding van kooIdeeItjes ~ de ontsnapping van vluchtige

bestanddelen beschrijft. Het uiteindelijke resultaat van het model is een aantal vergelijkingen waarmee het mogelijk is o.a. kooltoevoer-snelheid en/of char hold-up in stationaire toestand te berekenen. De afleiding van het model doorloopt de volgende stappen:

a. Verbranding van een asvrij kool deelt je in hete lucht.

b. Verbranding van een kooIdeeItje in een fluide bed met lage gas-snelheid. Uitbreiding van a. met aanwezigheid van inerte deeltjes. c. Verbranding van een batch kool in een fluide bed met een zodanige

gassnelheid dat een gedeelte van het gas in de vorm van bellen aanwezig is. Uitbreiding van b. met transport van gassen tussen de bellen- en emulsiefase.

d. Kontinue verbranding in een fluide bed.

Volgt nu een korte beschrijving van de diverse stappen.

5.4.2.1 Verbranding van een chardeeltje

-Welke reakties er kunnen voorkomen is niet exakt bekend; men neemt aan dat alleen de volgende van belang zijn:

C + O₂ • CO₂ C + 0.5 O₂ • CO

CO 2 + C · 2CO - 1

f

J

~ CO + 0.5 O₂ • CO₂ )

Alleen de vierde reaktie verloopt in de gasfase. Tijdens de verbranding moet zuurstof naar het chardeeltje toe diffunderen en kooldioxide er vandaan; zowel O₂ als CO₂ reageren met de kool. Dit leidt tot twee extreme gevallen:

a. Oneindig snel transport van zuurstof naar het oppervlak. b. Oneindig snelle reaktie aan het oppervlak.

In geval a. is de vebranding dus kinetisch gelimi teerd; in geval b. stofoverdracht gelimiteerd. De verhouding waarin CO en CO2 worden gevormd wordt voor temperaturen tussen 400 en 900°C gegeven door:

Lce]

l-~/8.?0J

[

COL]

:: 2400

G!xf'

Rr

~

Bij een temperatuur van 1123 K is het voornaamste reaktieprodukt dus CO. Na uitwerking van kinetiek en stofoverdrachtmechanismen vindt men

•

•

•

•

•

•

I

I

•

•

•

I

.

I

Page 19

voor de snelheid van het zuurstof transport naar het oppervlak:

De konstante 2 is de waarde van het kent al van Sherwood, Sh. In de praktijk blijkt dat de oppervlaktetemperatuur van een brandend chardeeltje hoog genoeg is om een zeer snelle verbranding te

bewerkstelligen maar dat de snelheid waarmee zuurstof het oppervlak daarvoor niet hoog genoeg is. De verbranding is dus stofoverdracht gelimiteerd.

5.4.2.2 Verbranding van een batch chardeeltjes

-Wanneer een batch char verbrandt neemt de zuurstofkoncentratie af met toenemende afstand tot de verdeelplaat, waarbij een gedeelte altijd het bed passeert via de bellen. De verbrandingssnelheid kan bepaald worden door de snelheid van zuurstof transport van de bellen naar de emulsiefase, het reaktiemechanisme of beide. Zie bv. fig.

3.

gases bypassing partiele

fig.

3.

reaktiemechanismen in gefluidiseerde bedden

De verbrandingssnelheid kan gelijkgesteld worden aan de hoeveelheid toegevoerde zuurstof minus de hoeveelheid zuurstof die het bed verlaat via de emulsiefase minus de hoieveelheid die het bed verlaat via de bellen. Als een en ander wordt uitgewerkt levert dat:

dll,-

Co

_(ç-oztt)

_A

_{= / /}

_[A-

_f

U

-{ri

-()K.f)e

-x

J]

=

A

+

(JIJ"

di

Ç)~ _{I /}

(Np

Zb SI"

_7C"

~

₎

_C-Z6

t.

s4 //",,/

tI.~)

)1

I. :l

11)'12

ttYf

x=

_»oV54-

-f

Un..f

Ç2} Ç2} Ç2} Ç2} Ç2}

-Cczs-)

I I

•

•

:

.

I I I

•

•

•

•

•

•

I

•

•

Page 20

X is de zgn. "bubble-exchange factor"; een maat voor de snelhei d van

zuurstof transport van de bellen naar de emulsie (bij oneindig snel transport: X ~ ~).

5.4.2.3 Kontinue verbranding

-Onder stationaire omstandigheden is de char koncentratie in het bed kons tant f dus:

dHc..

-

_dt

M.a.w. de verbrandingssnelheid is gelijk aan de toevoersnelheid van de kool. De volgende aannamen worden gedaan:

a. De deeltjesgrootte wordt gegeven door het harmonisch gemiddelde van de voeding (in het bed is die eigenlijk variabel):

b. De reaktiesnelheid is stofoverdracht gelimiteerd.

c. De vergelijkjngen voor verbranding van een enkel deeltje en voor batch- verbranding zijn toepasbaar.

d. Het twee-fasen model is toepasbaar.

Om in de praktijk vgl. 5.28 te kunnen gebruiken met vgl. 5.24 s tellen we:

waarbij aangenomen wordt dat de char hoofdzakelijk uit koolstof bestaat. We houden over:

1;.

.:;:

~

A+~

()'

d

1

u'

fc

c;

Md

-cic.

_l'1c

₆

_ij)

_Sh

ç

• Page 21

5.5 S02-verwijdering

• 5.5.1

Inleiding-•

•

In overleg met prof. van den Berg is voor dit ontwerp gekozen voor een synthetisch sorbent, in tegenstelling tot de gebruikelijke kalk of dolomiet. Men vindt in de literatuur twee synthetische sorbentia: Bariumtitanaat (BaTi03 ) en Calciumaluminaat in de vorm van CaO op Aluminadrager.(23) Het belangrijkste voordeel van zo'n synthetisch sorbent is het feit dat het meerder malen te gebruiken is (na regeneratie); misschien zelfs tot 100 maal zonder verlies van aktiviteit. Een belangrijke faktor is ook de belading van het sorbent. Tot nog toe is men niet veel verder gekomen dan 6-8 gewichtsprocent CaO op A1 203 • Er wordt vanuit gegaan dat er

binnenkort een bruikbaar Calciumaluminaat ontwikkeld wordt met een belading van 10% CaO en voldoende sterkte om 100 maal mee te gaan.

• 5.5.2 Kinetiek S02binding

-Het nadeel van de keuze voor een sorbent als CaO op alumina is het ontbreken van literatuurgegevens. Omdat op deze fakulteit onderzoek wordt gedaan naar het sorbent, was het toch mogelij k om eni ge gegevens • te verkrijgen (3) waarmee het mogelijk is enige parameters te bepalen.

•

•

•

S02 wordt door CaO gebonden via de volgende reakties: S02 + 0.502 ~ SOl

CaO + SOl ~ CaSO~

De eerste reaktie is een evenwicht, waarvan de evenwichtskoncentratie wordt gegeven door:

S-c2.2.

-~)

T

K

CJ4

~J

Kp

-4

·

1 6

r-

(tLt~

~

T

Met behulp van 'een massabalans kan voor de vaste fase (sorbent) de volgende vergelijking opgesteld worden:

ciS

==- _

i l

[So]

di

t

3

De reaktiesnelheidskonstante k heeft de waarde 10 ~ mis.

• 5.6 NOx vorming

•

•

Bij een ontwerp van een centrale hoort beschouwing van de NOx problematiek. Bij stikstofoxiden op twee manieren ontstaan: verbrandingslucht en door verbranding van

eigenlijk ook een

steenkoolverbranding kunnen door oxidatie van _N2 uit de stikstof aanwezig in de

1

-•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

Page 22 kool. van de

De vorming van NOx op de eerste manier is vooral afhankleijk temperatuur in de reaktor. Deze reaktie gaat pas een rol spelen

850°C

bij hogere temperaturen (T

>

1000 °C). Bij een temperatuur van is de invloed van deze reaktie gering (2,24).

Over de invloed van de tweede mogelijkheid is ook niet zo gek veel bekend. Wat wel uit de literatuur blijkt is dat er weinig

overeenstemming over bestaat (2,12), als het erop aan komt te

voorspellen welke fraktie van de in de kool aanwezige N daadwerkelijk verbrandt. Het lijkt er in ieder geval op dat zeker niet alle N in NOx wordt omgezet. Verder is bekend dat verhoging van de druk een reduktie van de hoeveelheid NOx in de rookgassen tot gevolg heeft

( 12) .

Mede vanwege het feit dat men er algemeen van uitgaat dat bij gefluidiseerde verbranding van steenkool slechts weinig NOx vorming optreedt en omdat er weinig kwantitatieve gegevens over beschikbaar

zijn is besloten om NOx vorming buiten beschouwing te laten.

5.7 De regenerator

5.7.1 Regeneratie van het sorbent

-De volgende reaktie treedt op bij regeneratie van het beladen sorbent:

CaSO~ + CO ~ CaO + CO₂ + S02 ~H1273 = 1.9128*105 _J/mol

De kinetiek van de reaktie wordt gegeven door de volgende vergelijking (2):

-[CaSO~ Jt

In ---~= -1.08.exp(-14900/RT) .[COJoo e·t

_,.,

De regeneratiesnelheid is verder onafhankelijk van de calciumkoncentratie in het sorbent.

Bij een CO-koncentratie in het regeneratorgas van 1% en een

temperatuur van 1000 °C is de reaktie aflopend in 40 minuten (6). Op basis hiervan_wordt de verblijf tijd van het sorbent gesteld op 40 minuten.

Afhankelijk van de temperatuur en S/CO verhouding kunnen in de regenerator nevenreakties optreden. De belangrijkste hiervan is wel de vorming van het metaalsulfide volgens de reaktievergelijking:

CaSO~ + 4CO'" CaS + 4C0₂

Deze reaktie wordt bevoordeeld door .§ ou ng te grote

hoeveelheid CO in het regeneratorgas en door een lage temperatuur. Pas bij een temperatuur boven 1123 K wordt S02 gevormd.

Bij een temperatuur hoger dan 1300 K kan de in de regenerator aanwezige O2 reageren met N2 onder vorming van NO. Naast de

q

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

Page 23

ongewenste milieukonsekwenties heeft NO-vorming ook als nadeel dat reduktie van calciumsulfaat tot sulfide optreedt volgens de reaktie:

CaSO .. + 4NO - CaS + 4N0 2

De temperatuur in de regenerator moet dus ruim boven 1123 K, maar

onder 1300 K liggen (2) en werd hierom vastgesteld op 1273 K (1000 °C).

?

Bij een SICO verhouding van 1 wordt dan alleen S02 gevormd. (,~ ~tv

c,-

.

5.7.2

Partiele oxidatie en verbranding van steenkool

-CO wordt gevormd door kool partieel te verbranden volgens de reaktie:

C + 0.5 O2 .. CO ~H1273

=

-1.3183*105 J/mol

De warmteproduktie van deze reaktie is echter niet voldoende voor de reductie van het sorbent en de opwarming van de reactanten op de

rege-neratortemperatuur. Daarom wordt een additionele hoeveelheid kool

verbrand. Bij de berekening is verder uitgegaan van stoichiometrische

•

•

•

Page 24 6 Proces berekeningen 6. 1 Inleiding

Voor de berekening van de installatie bestaan verscheidene

ingangen. In dit ontwerp is uitgegaan van het vereiste vermogen en de

S02-uitstoot. Uit deze ontwerpeisen kan de bedsamenstelling berekend

worden. Een andere mogelijkheid is de bedmassa berekenen aan de hand

van de hoeveelheid warmtewisselend oppervlak dat erin onder gebracht

moet worden. Deze methode is wat omslachtiger omdat er nogal wat

geschat moet worden, wat tot veel iteratieve berekeningen leidt.

6.2 PFBe-ketel

4t

6.2.1

Algemeen-•

•

•

•

I

.

•

•

:

.

Uitgaande van een elektrisch vermogen van 100 MW moet de centrale bij een geschat overall rendement van 40% (17) een thermisch vermogen

leveren van 250 MW. Met een stookwaarde van de kool van 26 MJ/kg moet

dus 9.6 kg kool per sekonde worden verbrand. Deze stookwaarde is een

gemiddelde van diverse soorten kool en is gebaseerd op tabellen uit

(12) en (25).

6.2.2 S02 vorming en verwijdering

-Bij verbranding van 9.6 kg kool per sekonde en een zwavelgehalte van de kool van 1% wordt er, bij volledige verbranding van de kool, 96

gram S (=3 mol) per sekonde verbrand. Er wordt dan 3 mol (=192 gram)

S02 per sekonde gevormd.

Op dit moment bedraagt de Nederlandse norm voor de S02 uitstoot

voor centrales 230 gram S02/GJ (26). Omdat verdere verscherping van

deze norm binnen afzienbare tijd verwacht kan worden, is in dit

ontwerp gekozen voor een maximale uitstoot van 100 gr/GJ. Bij een

thermisch van 250 MW komt dat neer op 25 gram S02 per sekonde. Er

moet dus 167 gram S02 (=2.61 mol) per sekonde worden afgevangen.

Noemen we de omzettingsgraad van het toegevoegde CaO ~,dan geldt:

l

W1~/s ]

Bij een belading van het sorbent wordt de molecuulformule CaO.5AI203

(M = 566.1). Dan volgt:

Een uitdrukking voor ~ volgt uit vgl. 5.35:

)0 [

k

tSO.] ]

S

-=

I - e:l.f? -

t.t

t

De belading CaO volgt uit de massafraktie CaO van het sorbent en het

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

Page 25

volgt dat q gelijk is aan 8.91*10-8 _kmol/m2

• Wanneer wordt aangenomen

dat ook de gasfase ideaal gemengd is, is de S03 koncentratie konstant en kan worden berekend uit:

met:

[S02J en [02J kunnen worden bepaald met behulp van een schatting van de luchtbehoefte en de daaruit volgende rookgassamenstelling onder aanname dat de kool volledig verbrandt (App 1). In de praktijk zal een gedeelte van de kool als onverbrande char het bed verlaten maar de invloed daarvan op de uitgaande koncentraties S02 en 02 is

verwaarloosbaar. We vinden: [02J =

3.44*1

~

kmol/m3 _{1.,'1'1,. )} [S02J = 1.09*10-5 kmol/m3 .\- .~..,...",,l ~

PI:"

?

r2 ,~.

l'""J.a-v- •

J)

~.~.

Uit vgl. 5.34 en 6.5 volgt voor een temperatuur van 850 oe:

Kc [ S03 J 4.886 (kmol/m3 ) 3.12*10-6 kmol/m3 en ~

=

1 - exp[-3.5*10-~*tJ

We hebben nu dus een eenvoudig verband tussen de omzetting van het sorbent en de gemiddelde verblijftijd ervan in het bed. De

samenstelling van het bed kan worden berekend met behulp van het volgende. Omdat de vaste fase ideaal gemengd is, is de verhouding as : sorbent in het bed hetzelfde als die in de afvoer. De grootte van de aftap moet zodanig zijn dat alle as die het bed binnen komt in de kool er ook weer uit gaat, en wel in hetzelfde tempo. In eerste benadering geldt (alle kool verbrandt):

é

,

=-f.

.

= .21*9.6 = 2.016 kg/s

'"',a,i4t.t:

1>0.,11,"-(zie ook app. 1 en 2) Als we nu de hoeveelheid sorbent die aan het bed wordt toegevoerd kiezen ligt de samenstelling van het bed vast. Het

verdient hierbij de voorkeur de massastroom sorbent zo laag mogelijk te kiezen. De hold-up van het sorbent (Ms) (en dus ook die van de as

(Ma)) wordt dan zo hoog mogelijk waardoor de fraktie char in het bed zo laag mogelijk wordt. Dit komt het verbrandingsrendement ten goede. De hoeveelheid char in het bed wordt nl. alleen bepaald door het

verbrandingsmodel. We vinden (App. 2): Mc

=

443 kg

Als we kiezen: 1.5 kg/s dan volgt: ~ 0.985

t 12000 s Ms 18000 kg Ma 24192 kg

•

Page 26

Echter, niet alle char verbrandt; doordat kontinu een kleine

hoeveelheid van het beàmateriaal wordt afgetapt, verdwijnt er op die manier ook een gedeelte van de char onverbrand uit het bed. Die hoeveelheid is:

~ = 443/12000 = 0.031 kg/s

,.., (.., uA./;

Als we de char hold-up hiervoor korrigeren vinden we (als in App. 2): Mc 435 kg/s

4t ~ = 0.036 kg/s ... '. UA:t

Verdere korrektie heeft geen zin; de verschillen zijn dan al te klein. Een volgende korrektie is een gevolg van het feit dat het

verbrandingsmodel wer kt met "pure" char (dat wil zeggen zonder as). In de praktijk moet er echter rekening mee worden gehouden dat de char ... as bevat (en wel 30%). De werkelijke char hold-up is dus:

Mc 435/0.7 = 621 kg waar tevens uit volgt dat

•

~ =621/12000 = 0.052 kg/s

It1,', "":/;

Aan as ui t geheel verbrande char komt dan vrij 0.3*(0.1*9.6 - 0.052) = 2 kg/s

4t

Waaruit volgt: Ma = 2*12000 = 24000 kg. De samenstelling van het bed i s dus:

•

•

•

•

•

•

as sorbent char 24000 kg 18000 kg 621 kg 56.3% 42.2% 1.5%

Bij het bovenstaande dient het volgende opgemerkt te worden. De bedtemperatuur van 850°C is om de volgende redenen zo gekozen: 1. Bij 850 °c is de binding van S02 aan CaO optimaal (3,12) 2. Bij hogere temperaturen kan de as gaan smelten en klonteren

(12,17). Dit is absoluut funest voor een wervelbed •

3. Een temperatuur van 850°C van de rookgassen is de maximum toelaatbare inlaattemperatuur voor gasturbines (12).

Verder zijn de volgende aannames gedaan:

- Alle vluchtige bestanddelen van de kool verbranden in het bed en niet erboven. Dit kan worden bereikt door de kolen toevoerpunten onderin het bed te kiezen.

- Door keuze van een geschikte cyclonen batterij (App. 5) is de hoeveelheid char die het bed verlaat via de rookgassen

verwaarloosbaar. De onverbrande chardeeltjes die door de cyclonen worden afgevangen en in het bed worden teruggebracht, zullen niet onmiddellijk weer worden uitgeblazen. Het bed werkt nl. als een soort filter waardoor de chardeeltjes nog lang genoeg in het bed

kunnen verblijven om verder te verbranden.

- Zoals gezegd is er aangenomen dat behalve de vaste fase ook de gasfase ideaal gemengd is. Hoewel er een aanzienlijke hoeveelheid backrnixing zal zijn is deze aanname ongetwijfeld wat al te

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

Page 27

geen s pr ake • Tijdgebrek was ook een reden voor deze aanname.

6.2.3

Fluidisatie-6.2.3.1 Minimum fluidisatie en statische bedhoogte

-Het bed bestaat voor het grootste deel uit twee komponenten; as (diameter 1 mm, dichtheid 2600 kg/m3

) en sorbent (diameter 3.1 mm,

dichtheid 1250 kg/m3

) . Voor deze komponenten vinden we met de

relaties uit 5.1.2: as sorbent Ga Ga 38981, Re~f

=

19.95 en U~f 557577, Re~f

=

119.30 en U-_f 0.29 mis 0.56 mis

Als we de eigenschappen van het bedmateriaal middelen (waarbij de hoeveelheid char wordt verwaarloosd), dan vinden we:

d p Ga U~ 1 I

I (

Xi I d,.,.::. ) 1780 kg/m3 73512, Re"'f. 0.33 mis 1 • 4*1 0 -3 ~ 32.14

Als we tenslotte voor de vaste fase vgl. 5.6 toepassen, dan wordt gevonden:

U""'f = 0.29*(0.56/0.29)°·185 = 0.33 mis

Deze laatste waarde lijkt gezien het bovenstaande de beste.

Wanneer de superficiele gassnelheid onder bedrijfsomstandigheden wordt gekozen kan een tal van eigenschappen van het bed worden

berekend. Deze Uf kan min of meer vrij worden gekozen; echter ruim boven de minimum fluidisatiesnelheid en ruim onder de terminale valsnelheid van de deeltjes in het bed. Deze laatste kan worden berekend met vgl. 5.8 en 5.9. Gevonden wordt:

as sorbent

3.9 mis 6.0 mis

We kiezen voor

Uf

de waarde 1.5 mis, een zeer gebruikelijke waarde voor installaties als deze (12,17). Voor de toegevoerde lucht geldt onder bedomstandigheden:

<p... 105 kg/s

<Pv 33.44 m 3 Is

Het bedoppervlak is dus 33.44/1.5 = 22.3 m2

• Kiezen we voor een

vierkant bed dan heeft het een lengte en breedte van 4.72 m. Uit de samenstelling van het bed (zie 6.2.2) volgt:

Vbtd.;.. 24.08 m 3

V..,;.. 24.08/0.6 = 40.13m2

I

i

•

•

•

•

I

.

•

•

•

•

•

Page 28

6.2.3.2 Drukval over het bed

-Voor de drukval over het bed volgt uit vgl. 5.2: f>P~= (1780-3.14)*(1-0.4)*1.8*9.81 = 0.188*105 _N/m2

Deze waarde is konstant over de hele fluidisatie-range (zie 5.1.1) en dus ook voor de ontwerpomstandigheden.

6.2.3.3 Bedexpansie

-Wanneer aangenomen wordt dat de bellen door de

warmtewisselaarbuizen in het bed niet in grootte veranderen. kunnen we voor de beldiameter de waarde nemen op het moment van ontstaan. Uit vgl. 5.16 volgt dan (met x=O en A

d

=9.52*10-5 _m2 _{(zie App. 4)):}

DG:,

=

0.027 m en uit vgl. 5.17:

%

= 0.023 m

Het lijkt redelijk om verder te gaan met het gemiddelde hiervan; 0.025 m. Hiermee volgt. via vgl. 5.13. 5.14 en 5.15. voor de geexpandeerde bedhoogte:

U, '" 0.35 mis U8 1 .52 mis H 3.2 m

Xavier e.a. (11) hebben een iteratieve methode opgesteld om de geexpandeerde bedhoogte te berekenen. Hierbij wordt er vanuit gegaan dat de bellen toch groeien (zie App. 6). Dit levert voor onze omstandigheden ook een bedhoogte op van 3.2 m. Tenslotte is het nog mogelijk de bedhoogte uit te rekenen als homogene

fluidisatie optreedt. Met gebruik van vgl. 5.8. 5.10. 5.12 en 5.1 wordt een bedhoogte gevonden van 3.5 m. Desondanks houden we in dit ontwerp een bedhoogte aan van 3.2 m. Enerzijds omdat het optreden van homogene fluidisatie uitgesloten geacht kan worden en anderzijds omdat ook andere aspekten van het ontwerp zijn gebaseerd op het twee-fasen model •

6.2.4 TDH en vrijboordhoogte

-De bellen die het oppervlak van het bed bereiken sleuren deeltjes mee en slingeren die in de ruimte boven het bed, het vrijboord. Al naargelang hun grootte en massa zullen deze deeltjes meer of minder ver door het gas worden meegesleurd. Een gedeelte hiervan is zo klein dat ze altijd geheel meegesleurd zullen worden (wanneer hun terminale valsnelheid kleiner is dan de superficiele gassnelheid

(zie ook App.5)). Boven een bepaalde hoogte boven het bed zal de hoeveelheid vaste stof in het gas dus niet meer veranderen. Deze hoogte noemt men de Transport Disengaging Height, TDH. Het is

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

Page 29

gebruikelijk de vrijboordhoogte gelijk te kiezen aan de TDH. Wordt

een lagere waarde gekozen dan bestaat het risiko dat teveel

bedmateriaal wordt meegesleurd; een grotere vrijboordhoogte is om ekonomische redenen zinloos.

Voor de TDH zijn slechts empirische relaties beschikbaar. Bruikbaar zijn die van Zenz en Weil (27):

TDH::-

Dk

(2·tl1-

0,)6

-o.r)

e-:2..p[o·r

₄ ij,

Df-O'ZJ

Ln-.}

6-r

of die van Amitin e.a. (28):

rDII:=

o.é?ç

0"2..

(;.]]-1

.

2..

~j

til)

Deze twee vergelijkingen leveren voor de TDH een waarde van resp.

8.7 en 9.8 m. Ook hier wordt voor de vrijboordhoogte een gemiddelde

waarde genomen; 9.3 m.

6.3 Warmteproduktie, rookgassen, gasturbine en kompressoren

6.3.1 Warmteproduktie

-Door de v~rbranding van steenkool wordt in het bed aan warmte

geproduceerd:

~Hk

=

(9.6 - 0.052)

*

26000

=

248248 kW

Ook de binding van S02 aan CaO levert een beetje warmte op. De

reaktiewarmte van reakties 5.32 en 5.33 bedraagt samen 486 kJ/mol

S02 (29). Bij omzetting van 2.61 mol S02 per sekonde levert dat op:

~HS = 2.61

*

486

=

1286 kW

In totaal komt in het bed dus vrij:

~H'V

=

249516 kW

6.3.2 Warmteinhoud rookgassen

-Er wordt per sekonde 112.33 kg rookgas geproduceerd (App. 3) met

een temperatuur van 850°C en een druk van 10 bar. Nemen we aan dat

de soortelijke warmte van de rookgassen gelijk is aan die van lucht

dan vinden we (App. 8):

C_P,fe1- = 1.165 kJ /kg °c

H4

=

112.33

*

1.165

*

825

=

107963 kW

Als dit rookgas adiabatisch zou expanderen dan wordt de eindtemperatuur gegeven door:

o

.

z6'6

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

De _{warmteinhoud zou dan zijn: 112.33*1.05*284}

dus: 6H~ _{= 107963 - 33497 = 74466 kW} 33497 kW.

-Page 30 Dan

Als aangenomen wordt dat de turbine een rendement heeft van 75% dan

is 6H = 0.75 * 74466 = 55850 kW. We _{vinden dan voor de rookgassen}

na expansie: H5 T5 107963 - 55850 453°C 6.3.3 Kompressoren -52113 kW

De totale drukval over het bed, de gasverdeelplaat en de cyclonen

bedraagt (zie 6.2.3.2, App. 4 en App. 5):

6P =(0.188 + 0.034 + 0.003)*105

= 0.225*105 _N/m2

Er moet dus per sekonde 105 kg lucht worden gekomprimeerd tot ca. 10.23 bar. Als dit in twee trappen gebeurt _{dan is de drukstijging}

per trap:

~-~(

/

)~

- - -=-- (/O.2?

11

Voor de omkeerbare technische arbeid per trap geldt (30):

/ -

..J..:!.!.

K

k

RTl

(P)

it-J

lr-I

Pc

Voor de eerste trap vinden we daarmee (droge lucht, 25°C):

Wt{o)r = -12458 kW

Kiezen we een axiale kompressor met een rendement van 87% (31) dan

is de technische arbeid voor de eerste trap:

Wi-f _{= -14319 kW}

---/ '

Het verlies over c6 bedraagt dus 18~1 _{kW en de warmteinhoud van de}

de lucht na de eerste trap 12458 kW. De temperatuur is dan 142°C. Deze stroom wordt in de tussenkoeler gekoeld tot 60°C, waarbij dan aan warmye moet worden overgedragen:

6Htk = (142-60)/(142-25) * 12458 = 8731 kW

H3 _{= 12458 - 8731}

₌

_{3727 kW}

kontrole: T3

=

25 + 3727/(105*1.014) _60°C

Voor de tweede trap wordt op dezelfde wijze gevonden:

i-Jtt(,)Z,.. = -13921 kW

Wh = -16001 kW

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

H7 T7 3727 + 13921 191°C 17648 kW

Het verlies over C9 bedraagt 16001-13921 asvermogen van de gasturbine volgt nu:

w~

=

55850 - 16001 - 14319

=

25530 kW

6.4 Stoomkring

2080 kW. Voor het

De hoeveelheid warmte beschikbaar voor stoomproduktie kan bepaald uit een warmtebalans over de reaktor. De vaste stof uit het bed bestaat uit 1.5 kg/s sorbent beladen met 0.21 kg kg/s as en 0.052 kg/s char; met een temperatuur van 850°C. enthalpie van deze stroom volgt nu:

Hl0 = (1.71*1.15 + 2*1.2 + 0.052*1.34) * 825 = 3660 kW Page 31 worden aftap S03' 2 Voor de

Uit een warmtebalans over het bed (geen lekken naar de omgeving):

~~

=

~H - H4 - Hl0 + H7

=

155541 kW

Als we hiermee 79 ~/s stoom willen opwekken van 525°C en 160 bar dan is de warmtei~e stoom (Mollierdiagram):

Hl1

=

70 * 3367.6

=

235732 kW Voor het voedingswater geldt dan: H8 = Hl1 - ~Hbed = 80191 kW

Het heeft dan een temperatuur van 244°C (en een druk van ca. 190 bar). De stoomkring is verder doorgerekend met de beproefde trial and error methode (de pompen P23 en P30 zijn verwaarloosd). Het voedingswater wordt op temperatuur gebracht met behulp van het rookgas. Als gesteld wordt dat de rookgassen worden afgekoeld van

453°C tot 160 °c dan wordt gevonden: )

~

15

=

112.33 * 1.022 * 135

=

16072 kW

~

De hoeveelheid over te dragen warmte in H24 is dan:

~H24

=

H5 - H15

=

36630 kW waarmee volgt:

H18

=

H8 - ~H24 43561 kW

Het voedingswater heeft dan een temperatuur van 146°C.

Wanneer de kondities van de geexpandeerde stoom bekend ZIJn kan door simultane oplossing van de warmtebalansen over H7, H25 en V29 de rest van de stoomkring berekend worden.

De stoom wordt geexpandeerd tot 0.05 bar (33°C). Deze waarde voor de einddruk is ongeveer de ondergrens voor grote turbines (32). Wanneer de expansie isentropisch zou verlopen dan daalt de enthalpie