Rookgas denitrificatie met behulp van selectieve katalytische reduktie: Vergelijking van Honeycomb Reaktor met Bead String Reaktor

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

d.t, . /

i~~tf:t

'

TU

Delft

Technische Universiteit Delft

Vakgroep Chemische Procestechnologie

Verslag behorende bij het fabrieksvoorontwerp

van

C.H. Legein S.J. van der Put

onderwerp:

Rookgas denitrificatie met behulp van Selectieve Katalytische Reduktie

F.V.O. Nr: 2885

Vergelijking van Honeycomb Reaktor met Bead String Reaktor

-adres: Oude Delft 29a

2611 BB Delft

Camaretten lb

2611 HL Delft

opdrachtdatum: 10 jan. 1991

•

•

•

•

•

•

Inhoudsopgave 1. Samenvatting 2. Conclusies en aanbevelingen 3. Inleiding

4. Uitgangspunten voor het ontwerp

5.

Beschrijving van het proces

6. Proces condities

7. Motivering van keuze apparatuur en berekening 7.1 Reaktor 7.2 Ammoniakpomp 7.3 Luchtvoorverwarmer 7.4 Electrostatische precipitator 7 .5 Ventilator 8. Procesregeling 9. Veiligheidsaspekten 10. Massa- en warmtebalans

11. Overzicht specifikatie apparatuur 12. Kosten 13. Literatuuroverzicht Bijlagen: MW -1 Stroom/ Componentenstaat • MW-2 Massa- en warmtebalans API-4 Apparatenlijsten

PS-H Processchema installatie met honeycomb reaktor

PS-B Processchema installatie met bead string reaktor

1 Modellering reaktor

• 2 Bepaling parameters BSR

3 Bepaling stofoverdrachtscoefficient

4 Bepaling diffusiecoefficienten

5 Bepaling drukval over de katalysatorlaag

6 Kosten BSR

• 7 Berekening ontwerpparameters Luvo

8 Bepaling van de enthalpie

9 Overzicht emissie-eisen stookinstallaties

•

•

•

2 3 4 6 7 9 11 11

15

17 19 22 23 24 25 25 26 30

•

'

.

I

Ie

_j , i

I

.

•

•

•

•

•

•

e

_ . _ -1. Samenvatting

Dit voorontwerp is gemaakt voor de rookgaszuiverings installatie van de 130 MW centrale Gelderland te Nijmegen.

De installatie is ontworpen om de helft van het geproduceerde rookgas te zuiveren van NOx. Tevens wordt het in het rookgas aanwezige vliegas afgevangen.

Doel van dit project was het vergelijken van de Gelderse zuiveringsinstallatie met honeycomb reaktor (ontworpen door ingenieursburo ESTS) met een soortgelijke installatie die een bead string reaktor bevat. De bead string reaktor is momenteel in ontwikkeling bij de sectie Chemical Reaction Engineering van de faculteit der Scheikundige Technologie te Delft.

Bij het ontwerp is uitgegaan van door ESTS verstrekte gegevens over de Gelderse zuiveringseenheid.

De omzetting van NOx vindt plaats door middel van Selectieve Katalytische Reductie met ammoniak. De concentratie NOx na zuivering dient volgens de (toekomstige)

normen kleiner te zijn dan 200mg/Nm3.

De bead string reaktor heeft bij een zelfde conversie half zoveel aan

katalysatorvolume als de honeycomb reaktor, zodat deze reaktor twee keer zo klein is. De drukval over de bead string reaktor is 2 mbar lager dan de drukval over de honeycomb reaktor (resp. 4.7 en 6.6 mbar). De door de zuiveringsinstallatie

veroorzaakte extra kosten bedragen voor de bead string reaktor 0.62 ct/kWh en voor de honeycomb reaktor 0.94 ct/kWh.

I

.

I

I

I

I. I

-•

•

•

•

•

•

•

2. Conclusies en aanbevelingen

Uit de economische evaluatie blijkt dat de bead string reaktor 30% goedkoper is dan de honeycomb reaktor. Er zijn echter een aantal punten in dit voorontwerp die voor discussie vatbaar zijn:

~., .

Door het ontbreken van gegevens over de honeycomb katalysator I

....J

Jlh

(reaktiesnelheidskonstante) is een theoretische conversie van 90% aangenomen.

rlO

?

1

~.

Op deze conversie, die onjuist kan zijn, is de BSR ontworpen. ~

~r-f-NP

Door het ontbreken van de waarde voor de reaktiesnelheidskonstante was het niet mogelijk om het reaktormodel dat gebruikt is om de BSR te ontwerpen, te testen aan de honeycomb reaktor.

.

J.;'l..~

IJI,~. ~.

~ I;~"

Doordat het niet mogelijk was het reaktormodel op de honeycomb katalysator toe te passen, kon niet worden gecontroleerd of het bestaande ESTS ontwerp de optimale lay-out heeft en of de katalysator hierin overgedimensioneerd is. Beide factoren kunnen er toe bijdragen dat de vergelijking tussen de bestaande

honeycomb reaktor en de zelf ontworpen (optimale) BSR een vertekend beeld geeft.

Aangenomen is dat fabricage en installatiekosten van beide katalysatortypen gelijk

zijn. Het is echter aannemelijk dat in de toekomst zal blijken dat deze kosten voor de BSR aanzienlijk hoger zullen uitvallen. Dit is te wijten aan de

bewerkelijke en ongebruikelijke katalysatorvorm (4.1 miljoen draden die geregen en gespannen moeten worden).

Voor een betrouwbare vergelijking van beide reaktoren zou daarom een nauwkeurige studie verricht moeten worden die zich concentreert op bovengenoemde discussie-punten.

Tevens dienen de laboratoriumexperimenten die op het ogenblik worden verricht met de bead string reaktor uit te wijzen of het theoretische reaktormodel voor deze

reaktor geldig is. Pas dan zal blijken of de bead string reaktor werkelijk een economisch gezien gunstig alternatief is voor de op het ogenblik veel toegepaste honeycomb reaktor.

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

~~~~-~-~~ 3. Inleiding

Stikstofoxide (NOx) wordt in diverse sectoren zoals verkeer, elektriciteitsopwekking, industrie en ruimteverwarming geproduceerd. De NOx-emissie door Nederlandse bronnen bedroeg in 1989 circa 570.000 ton, waarvan 24.000 ton door industriële warmte jkracht -centrales.

Luchtverontreiniging door stikstofoxiden wordt in Nederland reeds geruime tijd onderkent als een belangrijk probleem. De kwaliteit van de buitenlucht wordt door NOx en andere emissies negatief beinvloed. Zure regen en fotochemische

luchtverontreinigingen (smog vorming) zijn bekende effecten.

Om de verzuring van het milieu tegen te gaan is in mei 1987 in het kader van de Wet inzake de Luchtverontreiniging (WL V) de Algemene maatregel van Bestuur 'Besluit Emissie-eisen Stookinstallaties WL V' van kracht geworden. In dit besluit zijn o.a. de NOx emissienormen opgenomen waaraan de gasturbine-installaties met ingang van 1990 moeten voldoen (zie bijlage 9).

Voor NOx is de emissie-eis 200 mgjNm3 voor een kolengestookte centrale, kleiner

dan 300 MW, die zijn vergunning in 1992 of 1993 zal verkrijgen.

NOx ontstaat bij de verbranding van fossiele brandstoffen in een vlam, door een reaktie tussen 02 en N2 en door de oxidatie van de in de brandstof aanwezige stikstof. Reduktie van NOx-emissies kan worden bereikt door:

Beinvloeding van het verbrandingsproces (primaire maatregelen) en door reiniging van rookgassen (secundaire maatregelen).

- Primaire maatregelen:

Beinvloeding van het verbrandingsproces is de meest effectieve en goedkoopste manier om NOx-uitstoot te reduceren. Deze methode is momenteel echter beperkt tot een vermogensklasse van 30 tot 150 MW. De reduktietechnieken zijn onder te verdelen in 'droge' reduktietechnieken (toepassen NOx arme branders en aanvullende

ketelaanpassingen) en 'natte' reduktietechnieken (water of stoominjectie)

- Secundaire maatregelen:

Reiniging van rookgassen is een veel duurdere methode en kan gebruikt worden voor verdere verwijdering van NOx uit de rookgassen, indien noodzakelijk.

Reiniging kan plaatsvinden bij hoge temperaturen, via injectie van ammoniak of ureum (selectieve niet-katalytische reduktie). Een veel in Japan toegepast

denitrificatieproces is de selectieve katalytische reduktie (SeR) van NOx met behulp

van NH_3. Onderzoek op dit terrein wordt o.a. verricht door ESTS, het ingenieurs buro

van Hoogovens.

In 1986 werd in de E-sector een groot nationaal programma opgestart op het gebied van NOx-reductie. In de 130 MW kolengestookte centrale Gelderland te Nijmegen is door ESTS een demonstratie-installatie gebouwd voor de verwijdering van

stikstofoxiden uit rookgassen door selectieve katalytische reduktie.

De helft van het geproduceerde rookgas wordt door een deNOx-installatie geleid. Hierdoor is vergelijking met een conventionele bedrijfsvoering mogelijk.

In dit verslag wordt een voorontwerp gepresenteerd van bovenstaande

•

rookgasreinigingsinstallatie, waarbij de in Nijmegen toegepaste honeycombreaktor

• vergeleken wordt met de bead string reaktor die bij de sectie Chemical Reaction

Engineering (prof. CM. van den Bleek) van de TU Delft in ontwikkeling is.

•

•

•

•

•

•

•

•

•

5

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

4. Uitgangspunten voor het ontwerp

Het vermogen van de electriciteitscentrale in Nijmegen is 130 MW. De centrale wordt gestookt met laagzwavelig kool (ca. 1% S). De helft van het geproduceerde rookgas wordt gereinigd via een deNOx installatie. De samenstelling van het rookgas is gegeven in tabel 1 (de concentratie S03 is zo klein dat deze niet in de berekeningen wordt meegenomen). Naast de verwijdering van NOx zal ook het in het rookgas aanwezige vliegas worden afgevangen. Volgens het besluit Emissie-eisen

stookinstallaties WLV, bijlage 9, zijn de huidige emissienormen voor NOx 500

mgjNm3 en voor vliegas 50 mgjNm3 voor installaties, kleiner dan 300 MW, die in 1991 een vergunning krijgen. Aangezien het hier een proefinstallatie betreft voor NOx verwijdering, is rekening gehouden met de toekomstige scherpere norm van 200

mgjNm3. De zwaveldioxide concentratie dient volgens de huidige normen kleiner te

zijn dan 700 mgjNm3. De verwijdering hiervan valt echter buiten het kader van dit

voorontwerp. De uitgangspunten voor het ontwerp staan samengevat in tabel 2, deze gelden voor beide installaties.

Tabel 1. Samenstelling rookgas (210000 N m3 jh) bij T

=

350°C en P

=

1 bar

Tabel 2. gjNm3 N2 9.3e2 C02 2.ge2 H20 5.6e1 02 5.7e1 S02 1.4 NO 0.67 S03 0.04 vliegas 7.1 kgjh 194250 61900 11800 12000 300 141 7.5 1500 kmoljh 6938 1407 656 375 4.7 4.7 0.09 ppm 500 500 10

Uitgangspunten voor ontwerp ,{

I

cl

J-unit rating 65 MW

W

rookgas volumestroom 210000 N m3 jh temperatuur 350°C druk 1 bar NOx: ingangsconc. uitgangsconc. afvangstefficiency vliegas: ingangsconc. uitgangsconc. afvangstefficiency katalysator type di~ 670 mgjNm3 134 mgjNm3 \ 'l.JJf\

~

80 % ) r-7.1 gjNm3 50 mgjNm3 ~%

1

Honeycomb jMitsubishi H.I.

~'.0

Bead StringjShell

~.,.

J 1

Honeycomb: 660 kgjm3"" UJI.

,/rv,?

Jvv.ft-Bead String: 400 kgjm3 ,.

:)

ar

7

o

CD

z

o

" I !:::!. ä: CD rookgassen stoomketel

figuur

1.

- - ammoniak-injectie

•

reaktor

vlie~a5 dummylaag katalysator Luchtvoorverwarmer (Luvo) ~_~vliE!tJas elektrostatisch filter

Vereenvoudigd processchema van de rookgas deNOx-installatie

te Gelderland

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

_I

•

•

5. Beschrijving van het proces

Het principe van het SCR proces berust op de omzetting van stikstofoxiden naar stikstof met behulp van een selektief reduktiemiddel. Bij vrijwel alle processen in de

praktijk wordt NH₃ als reduktiemiddel gebruikt. Het gebruik van een selectief

• reduktiemiddel is noodzakelijk omdat het zuurstofgehalte in het rookgas van een

kolengestookte centrale op kan lopen tot 3 a 5 %. In tegenstelling tot niet selektieve

reduktoren als CO, H2' S02 en CH4 wordt NH3 niet door zuurstof geoxideerd.

•

•

•

•

•

•

•

•

•

Met behulp van een selektieve katalysator wordt bij een temperatuur van 350°C NOx omgezet via onderstaande reaktievergelijkingen:

f1H_3SO'C = -685 kJ/mol (2)

Het percentage N02 is over het algemeen lager dan 5% van de totale hoeveelheid NOx. Reaktie 1 overheerst.

In figuur 1 staat een vereenvoudigd overzicht van de deNOx-installatie. De reaktie vindt plaats in de reaktor. Rookgas en ammoniak worden aan de bovenkant de reaktor ingeleid. In de wand van de reaktor bevinden zich roetblazers die opgehoopt vliegas periodiek verwijderen. Het vliegas wordt via de onderkant van de reaktor afgevoerd.

Na de reaktor kan de energie van de warme rookgasstroom teruggewonnen worden door warmteuitwisseling met de voor de kolenverbranding benodigde lucht. Dit gebeurt in een luchtvoorverwarmer (Luvo).

Het vliegas wordt verwijderd door middel van een elektrostatische precipitator. De zuig-trekventilator zorgt voor het transport van het rookgas door het systeem.

Aandachtspunten

Het is van belang dat de concentratie NH₃ in de rookgasstroom na de reaktor niet

groter dan 5 ppm (4 mgJN m3) is.

De NH₃ slip kan namelijk een aantal problemen veroorzaken:

Vorming van ammoniumsulfaten

Bij een temperatuur onder de 320°C kunnen (NH4hS04 en NH4HS04 gevormd worden. Deze ammoniumsulfaten kunnen zich afzetten op de koude gedeelten van de Luvo en zorgen voor een verminderde warmteoverdracht en een hogere

drukval. NH4HS04 heeft tevens een corrosieve werking.

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

Vorming van ammoniumnitraat.

Dit zout kan gevormd worden op koude plekken ( < 130°C) en is explosief.

Adsorptie van ammonia aan vliegas. Dit vermindert de kwaliteit en bruikbaarheid van het gewonnen vliegas dat zijn voornaamste toepassing in de cementindustrie vindt.

Om de NH₃ slip te beheersen wordt een ondermaat ammoniak gebruikt

(NO

_x

:NH₃

=

1:0.8). Dit heeft als gevolg dat de maximale (praktische) conversie

[AÁ/)

A.::;- \ •

slechts 80% is.

~A.= 1.:~ot Plaats SCR-reaktor

Er zijn twee mogelijkheden voor de plaatsing van de SCR reaktor in het rookgaskanaal:

a het 'high dust' systeem b het 'low dust' systeem

Bij het 'high dust' systeem staat de vliegasafvanger achterin de keten na de reaktor en de Luvo. Een voordeel van het 'high dust' systeem is dat na de ketel in de reaktor de juiste temperatuur heerst en dat de rookgassen niet noemenswaardig verhit hoeven te worden. Bij bestaande verbrandingsinstallaties is echter geen rekening gehouden met een reaktor van deze afmetingen, zodat deze lokatie over het algemeen problemen zal geven.

Een tweede nadeel is dat NH_3, afkomstig van de NH₃-doorslip, kan adsorberen aan het vliegas. Bovendien kan het vliegas de katalysator verstoppen zodat roetblazers in de reaktor aangebracht moeten worden.

Bij een 'low dust' systeem wordt eerst het vliegas afgevangen voordat de gasstroom de SCR reaktor passeert.

Dit systeem heeft echter een aantal nadelen ten opzichte van het 'high dust' systeem: de hete vliegasafvanger (350°C) is duurder en minder efficiënt in het gebruik dan de koude versie.

- In de Luvo, volgend op de SCR reaktor, wordt ammoniumwaterstofsulfaat-afzetting niet tegengegaan door de schurende werking van het vliegas.

In navolging van de deNOx-installatie in Nijmegen is gekozen voor het 'high dust' systeem.

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

6. Proces condities Katalysator:

Commerciele katalysatoren voor het SCR proces bestaan uit poreus "(-Al203 dragermateriaal met daarop V 20S/W03 als actieve componenten. Er zijn twee uitvoeringsvormen die in de praktijk worden toegepast:

- Honeycomb structuur: de katalysator heeft een honingraat-achtige structuur, met

veel lange smalle parallele kanaaltjes waardoor het rookgas stroomt. Het poreuze actieve "(-Al20 3 is aangebracht op een stevig skelet van Ti02.

Parallele passages: de katalysator bevindt zich (in de vorm van een gestort bed) tussen vlakke parallele gazen. Deze worden afgewisseld met verticale parallele kanalen waardoor het rookgas stroomt.

Momenteel is bij de sectie Chemical Reaction Engineering van de faculteit der Scheikundige Technologie (Prof. van den Bleek, TU Delft) de bead string reaktor in ontwikkeling:

- Bead strings: het katalysator materiaal is geregen aan metalen draden die verticaal

in de reaktor worden gespannen.

De drie genoemde uitvoeringsvormen hebben de eigenschap dat de drukval over het katalysatorbed zeer laag is, omdat het rookgas vrijwel ongehinderd langs de

katalysator kan stromen. Dit is met name van belang voor 'high dust' rookgas deNOx installaties, waarbij het vliegas op deze manier niet voor verstoppingen zorgt.

In dit voorontwerp wordt de honeycomb reaktor (zoals geïnstalleerd bij de Gelderse electriciteitscentrale ) vergeleken met de nog in ontwikkeling zijnde bead string reaktor.

Kinetiek:

Omdat de reaktanten in de SCR reaktie in lage concentraties in het rookgas voorkomen, kunnen een aantal vereenvoudigingen gemaakt worden voor de beschrijving van de kinetiek.

Allereerst kan het effekt van de bij de reaktie vrijkomende warmte verwaarloosd

worden zodat in de hele reaktor de reaktie bij dezelfde temperatuur plaatsvindt

(maximale temperatuurstijging ca. 5°C).

Omdat de SCR reaktie zeer selektief is bij temperaturen beneden 400°C kan de reaktie van ammoniak met zuurstof worden verwaarloosd. De

reaktiesnelheidsvergelijking voor de SCR reaktie kan met behulp van de volgende vergelijking beschreven worden (Buzanowski en Yang, [1]):

dCNo 1 0

- - - = kC_NO C_NH

dt 3

9

•

Deze vergelijking is geldig voor zuurstofconcentraties groter dan 1%. De

• reaktiesnelheid is dus volgens een 1e-orde afhankelijk van de concentratie NO en

vrijwel onafhankelijk van de concentratie van alle andere stoffen zoals NH_3, 02' _N2, H20, S02' etc (S02 heeft een klein effekt op de reaktie als promotor, maar dit effekt wordt hier verwaarloosd).

Het diffusie-reaktie probleem kan nu als een binair systeem worden aangepakt: NO

• in een inerte drager.

•

•

•

•

•

•

•

•

•

Druk en temperatuur

De denitrificatie reaktie wordt uitgevoerd bij een druk van 1 bar en 350°C. Bij temperaturen onder 320°C kunnen ammoniumsulfaten neerslaan op de katalysator waardoor deze wordt geïnactiveerd. Temperaturen boven 400°C vallen buiten het optimale werkgebied van de katalysator.

Het voor de reaktie benodigde ammoniak wordt onder een druk van 10.5 bar en 25°C bewaard en vervolgens via een doseerpomp op een hoogte van ca. 10 m in de reaktor

geleid. Het is van belang dat de druk van de ammoniakstroom tijdens het transport

!

naar de reaktor niet noemenswaardig afneemt omdat de verdamping van ammoniak

~ ~

dan in de leiding plaatsvindt (zie hoofdstuk 7.2; ammoniakpomp ).

De temperatuur van het rookgas mag in de luchtvoorverwarmer niet beneden 150°C komen. Een beperking die wordt opgelegd door de dauwpunten van diverse in het rookgas aanwezige componenten (zie hoofdstuk 7.3; luchtvoorverwarmer).

Ó ... /~ . _. ';;' ? ?

1/

a

.

_

... ---.. -.-............. _ .... . ... ::!! ~~r: ~; ~i! !:\.: ~:. S§!l~:-... _ ... -... .. : .:.::.::-!!:::: .::: ::::: ::.::"

b

Strill;js of catalyst beads

figuur 2.

Schematische weergave van a) honeycomb katalysator

0000

0000

0000

0000

0000

0000

0(780

0000

Triangular

pitch

b) bead string katalysator

0000

0000

0000

0000

0000

0000

Square

pitch

0 0 0 0

0 0 0 0

0 0 0 0

0 0 0 0

0 0 0 0

0 0 0 0

0 0 0 0

0 0 0 0

Curtain

pitch

figuur 3

.

Drie manieren om de bead strings op te hangen

(s=pitch)

•

•

•

•

.

;

•

•

•

I

_ _ _

e

l

I

•

7. Motivering van keuze apparatuur en berekening

•

7.1 Reaktor

• In dit voorontwerp worden de honeycomb reaktor en de bead string reaktor (BSR)

met elkaar vergeleken.

Beide typen hebben twee belangrijke eigenschappen die deze reaktoren speciaal geschikt maken voor het reinigen van rookgas:

- lage drukval over de reaktor

• - lage gevoeligheid voor vliegas.

•

•

•

•

•

•

•

•

Honeycomb reaktor

De honeycomb katalysator bevat een honingraatachtige structuur (smalle evenwijdige kanaaltjes omringd door katalysatormateriaal, zie figuur 2a). De katalysator lagen in de reaktor zijn opgebouwd uit modules met standaard afmetingen. Reden hiervoor is een relatief goedkope produktiewijze en makkelijke hanteerbaarheid.

In dit voorontwerp wordt de honeycomb reaktor van de Gelderse electriciteitscentrale doorgerekend, waarbij de exacte afmetingen zijn gebruikt (zie tabel 3).

Bead string reaktor

De BSR is een nieuw type reaktor, waarin cylindrische katalysatordeeltjes zijn gefixeerd op metalen draden (zie figuur 2b). Dit kan door het rijgen van holle katalysatordeeltjes of door de katalysatordrager te extruderen rond een draad. Het ligt in de bedoeling om, evenals bij de honeycomb reaktor, de BSR uit modules op te bouwen.

De katalysator draden kunnen op verschillende manieren gerangschikt zijn:

'triangular', 'square' of 'curtain pitch' (zie figuur 3).

In dit voorontwerp wordt een BSR met 'triangular pitch' doorgerekend, aangezien deze rangschikking met het oog op massa- en warmteoverdracht het meest gunstig is.

Ten opzichte van de honeycomb reaktor heeft de BSR twee belangrijke voordelen. ~

Per volume-eenheid katalysatormateriaal is een groter aktief oppervlak aanwezig. _ ~

Bovendien zijn de katalysator kralen niet op een stevige skelet van Ti0₂ gefixeerd,

<)

zodat de hoeveelheid benodigd katalysator materiaal kleiner is. Nadelig is echter dat de katalysatormodules een complexere produktiewijze hebben (het rijgen van de katalysatordeeltjes en de plaatsing van de draden in de reaktor). Tevens dient ervoor gezorgd te worden dat de geregen katalysatordraden een zeer glad oppervlak hebben om de lage drukval te behouden. Bovengenoemde problemen kunnen voorkomen worden door de katalysatordrager te extruderen rond een draad. Hierbij treden de moeilijkheden echter op bij het achtereenvolgens drogen, impregneren en calcineren van de katalysator.

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

--~-~---Modellering

Een model voor de conversie van NOx in beide typen reaktoren is opgesteld aan de hand van Buzanowski & Yang [1] en Calis [2]. De conversie (71) in beide reaktoren kan als volgt worden beschreven:

" =

1 - exp( -kov't)

(4)

Voor de honeycomb reaktor geldt:

k ov,/t = ( 1 1 h ) k,,/tE_h + kg (5) Voor de BSR geldt: k ov,b = ( 1 1 d_p ) k,,bEb + 4kg (6)

De theoretische conversie die op deze manier berekend wordt is niet de conversie die ook daadwerkelijk in de reaktor bereikt zal worden, aangezien er een ondermaat ammoniak wordt toegevoegd (80%).

Voor de betekenis en de waarde van de diverse parameters en afleiding van de vergelijkingen wordt verwezen naar bijlage 1

tlm

4

Ontwerp van de BSR reaktor

Uitgangspunt van het ontwerp van de BSR reaktor is dat de theoretisch haalbare conversie, 71, voor deze reaktor gelijk is aan die van de honeycomb reaktor. Omdat de reaktiesnelheidsconstante niet bekend was, is aangenomen dat de conversie van de honeycomb reaktor 90% is (zie bijlage 2). Hieruit kan het benodigd volume aan katalysator berekend worden.

Aan de hand van het gevonden katalysatorvolume wordt vervolgens de lay-out van de reaktor bepaald, door de lengte van de bead strings en de pitch te varieren. Voor de diameter van de bead strings is 2 mm gekozen, aangezien dit een standaardmaat is die op dit moment wordt gebruikt bij het onderzoek aan de TU Delft. De optimale lay-out is die waarbij de totale kosten minimaal zijn. Deze kosten hangen enerzijds samen met het volume dat een katalysatorlaag inneemt en anderzijds met de compressiekosten die nodig zijn om de drukval over de katalysatorlaag te

compenseren (zie bijlage 5 en 6). Hierbij is gebruik gemaakt van een vereenvoudigd kosten model zoals dat wordt gebruikt bij de sectie Chemical Reaction Engineering (Calis, [2]).

- - - --- - -~

~

Si

(Il «S > ~ ~ 200r---~ 100 oL---~--~~~====----~--~--~~~ 2.50 2.75 3.00 3.25 3.50 3.75 4.00 4.25 4.50 pitch [mml

figuur 4.

Drukval over de bead string katalysator als functie van de pitch

bij een lengte van 1.25m

o~--~--~--~----~--~--~--~~~ 2.50 2.75 3.00 3.25 3.50 3.75 4.00 4.25 4.50 pitch [mml

-

I

I

•

-•

•

•

figuur 5.

Volume van de bead string katalysatorlaag als functie van de

I

pitch bij een lengte van 1.25 m

•

I

•

•

•

•

•

i. I

•

•

•

•

•

Resultaten

Bij een lengte van 1.25 meter kan in figuur 4 en 5 het effekt worden gezien van varierende pitch op de drukval over de katalysatorlaag en het volume van de katalysatorlaag. Deze twee effekten komen tot uiting in figuur 6, waarin de totale kosten als functie van de pitch zijn weergegeven bij varierende lengte. Hieruit blijkt dat bij kleine pitch de kosten die samenhangen met de drukval overheersen en bij grotere pitch de kosten die samenhangen met het volume van de katalysatorlaag overheersen.

Er zijn een aantal randvoorwaarden die de keuze van de optimale lay-out beperken: (pitch) min =3 mm; uit constructie oogpunt en om verstoppingen door vliegas te voorkomen.

- (Lengte/Breedte katalysatorlaag)min =0.18; de lengte/breedte verhouding van een

honeycomb katalysatorlaag is 0.18 en hiervan is bekend dat de verdeling van het

(r~J

ti,... v,."e

rookgas over het gehele katalysatoroppervlak goed verloopt.

~ ~

J

Figuur 7 geeft het verband weer tussen de lengte-breedte verhouding van de ~

katalysatorlaag en de pitch bij varierende lengte. In deze figuur is te zien dat onder L--~ ~ 1.

bovenstaande randvoorwaarden, de minimale lengte 1.25 meter is (gearceerd gebied). ~"\J

Uit figuur 6 volgt dat de optimale lay-out van de katalysatorlaag (samenhangend met minimale kosten) een pitch van 3.25 mm en een lengte van 1.25 m heeft.

In tabel 3 zijn de ontwerpparameters van de honeycomb reaktor en BSR weergegeven.

5.---,

4 OL...----'''---'---''---L.---'----'----J 2.75 3.00 3.25 3.50 3.75 4.00 4.25 4.50 pitch (rrml L=0.50 m L=0.75 m L=1.00 m L=1.25 m L=1.50 m L=1.75 m L=2.00 m

figuur 6.

Totale kosten BSR als functie van de pitch en de

katalysatorlengte

Î 0 al al ~ lIS ::{. (Ij ... u $ 15 ... _(Ij ...

~

L=1.00 m L=1.25 m L=1.50 m 0.50 0040 " _" 0.30 0.20

;/»

-- ___ I

-____

/

//~

" "; ' - '; - - ..,(" - I' -- - - __

-

-- ~~~-.-!

_---

-- -

_-

_..

--~

-.-

---0.10 0.00 L...-_-'--_--'-_ _ . l . . . - _ - L - _ - - - ' -_ _ . . . L . . - _ - - l - _ - - - l 2.50 2.75 3.00 3.25 3.50 3.75 4.00 4.25 4.50 pitch (mm)

•

•

•

•

•

•

•

•

•

I

.

1

figuur 7.

Lengte-breedte verhouding als functie van de pitch bij

I

varierende katalysatorlengte

•

I

I

•

•

Tabel 3. Ontwerpparameters van de reaktoren

Honeycomb reaktor BSR

volume kat.laag [m3] 32 46

totaal vol. kat.lagen [m3] 95 46

•

Er [-] 0.72 0.66

lengte kat. laag [m] 1 1.25

aantal kat. lagen [-] 3 1

breedte kat. laag [m] 5.6 6.1

diepte kat. laag [m] 5.6 6.1

•

aantal kanaaltjes [-] 582400

aantal beadstrings [-] 4.1e6

.f.vvl.:'

h..,

J >.

4.tÀ

.

")

diameter kanaaltje [m] 6.25e-3

-dikte kat. wand [m] 1. 15e-3

diameter beadstring [m] 2e-3

•

pitch [m] 7.4e-3 3.25e-3

lengte reaktor [m] 9 4

breedte reaktor [m] 6.5 6.5

diepte reaktor [m] 6.5 6.5

aantal dummylagen [-] 1 1

•

drukval katalysator [mbar] 4.4 3.1

drukval reaktor [mbar] 6.6 4.7

77_th [-] .90 .90

77 r [-] .80 .80

[NOhn [mgjNm3] 670 670

[NO]uit [mgjNm3] 134 134

•

temp. voor reaktor [OC] 350 350

temp. na reaktor [OC] 355 355

•

•

•

•

14

•

1.

reaktor

2. sproeiinrichting

3. isolatie

4. sproeikegel

5. leiding

6. overstromingsventiel

7. regelkraan

8. doseerpomp

9.opslagvat

lZoaKcJAS

1

;' /~

,

J

figuur 8.

Overzicht van de wijze waarop ammoniak in de reaktor wordt

gebracht

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

I

_I

.

I

•

•

•

•

•

! L._ 7.2 Ammoniakpomp

Aangezien er slechts een kleine hoeveelheid ammoniak (400 ppm) aan de

rookgasstroom wordt toegevoegd, dient er speciale aandacht besteed te worden aan de wijze waarop dit gebeurt teneinde een goede menging te bewerkstelligen. Er zijn verschillende manieren om ammoniak aan de rookgasstroom toe te voeren.

De op het ogenblik meest toegepaste methode is verdamping van een vloeibare ammoniakstroom die, na menging met een draaggas (lucht), wordt toegevoerd aan de hete rookgasstroom. Deze methode wordt toegepast in de Gelderse

elektriciteitscentrale. Zowel het grotere volume van ammoniak in gasvorm als het gebruik van een draaggas draagt bij tot een goede menging.

Nadelig is echter dat het ammoniak eerst onder energietoevoer moet worden verdampt en bovendien door grote statische mengers geleid moet worden, waarbij tevens drukverlies optreedt.

Bovenstaande nadelen worden vermeden door een vloeibare ammoniaksstroom onder druk direkt in de reaktor te brengen. Deze wijze wordt beschreven in een patent van

C. Flockenhaus [3], zie figuur 8. Het vloeibare ammoniak wordt hierbij via een

sproeiinrichting bij een druk van 10.5 bar in de hete gasstroom gebracht. Hierdoor ontstaat een sproeikegel van fijne ammoniaknevel die zich over de gehele

reaktordoorsnede verspreidt en spontaan verdampt. Om te voorkomen dat het

ammoniak in de leiding verdampt is het gedeelte van de leiding dat zich in de reaktor bevindt geisoleerd. De sproeiinrichting is via een leiding en pomp verbonden met het voorraadvat vloeibare ammoniak. Hiervoor is een doseerpomp nodig die nauwkeurig kleine hoeveelheden bij hoge druk kan verpompen.

Berekening pompvermogen

De ammoniak wordt bewaard onder een druk van 10.5 bar (de verzadigingsdruk bij

25°C is 10.1 bar) en over een hoogte van 10 meteiïn de reaktor gebracht. _r

-Hoogteverschil, wrijving, bochten~-afSTuiters in de leidingen zorgen voor een

drukverlies van ca. 0.5 bar m te voorkomen dat ammoniak reeds verdampt in de

leidingen dient de druk niet lager dan 10.5 bar te worden. De pomp moet dus in staat zijn om een drukverschil van 0.5 bar te overbruggen.

Met behulp van de onderstaande vergelijkingen kan het benodigde pompvermogen worden berekend (van den Bergh, [4]).

<

'?

6--v~

1 '" '

,

-•

•

(7)

(8)

Gegevens:

•

TI

=

0.8 ~v

=

3e-S m3 js Pl

=

10.SeS Pa P2

=

l1eS Pa p

=

600 kgjm3

•

g

=

9.8 mjs2 Resultaat: Hman

=

8.5 m P

=

2 W

•

_{Symbolenlijst:} g versnelling zwaartekracht mjs2 Hman opvoerhoogte m

•

P praktisch vermogen pomp kW

PI druk voor pomp Pa

P2 druk na pomp Pa ~v volumestroom ammoniak m3js TI pomp rendement

•

p dichtheid ammoniak kgjm3

•

•

•

16

•

Sin~lr-pbase Huid. (\' r, X H)' CondfllSin~ Huid.'

Gi.&S al I har abs.tll* KO-I4l1 Organie 'Light'. 00 inerlst~l·

Gas at 20 har abs.tU_{* 55O-112U 2 vapours 'Light'. no inerts}W Uas .1 50 bar abs.'" 7tJO-900 'Light" no inertsW Gas al IlKI oar abs.'" XlXI-12IJ() 2 'Medium'. 00 inertst."

'light' organic IiquitJt!'· 1500-1115U 4 'lleavy'. no inertst'"

'Mc:dium' organic liquic..lO ) 5OO-12tXI 5 'Light' + inertst!'·

'1IC:3vy' organic IiquidU1 • Cold 190-231) K Ammonia

1I0t 130-2111

Ammunia SUOn-1500 MeIhanoi

Methanol 5lXXI-15tXI Steam·

Aqueous solutions SOOO-1SIXI Boilln,: nuids

Process water· 4IXX)-IlOtJO

Trc:;.ued water· 4IXXI-frOtX) Organie 'Lighf"" liquids 'Medium'lII

'lleavy'''' Aqueous solutions,

ammonia. water·

NO(~J:

(I) Gases eonlaining a high proporlion of hydrogen will have higher coefficienlS.

(2) Liquid viscosilY <ScP,

(3) Liquid viscosilY 6-S0eP. (4) uquid viscosilY >50 cP. I'res:sure ti Ibar .bs.1 0.1 I~IXI-IXIMI 11.1-1 IXlMI-3SlMI I-lU .lSIXI-7IKXI I 121MI-251MI I SIMI-12IMI 1-10 ~3S-63S 751XI-121MKI 751XI-12S00 N!SO-\lSIXI (\' live'" K aod 11"1 I XIXI-4IXXI IINXI-IXlXI 15IXI-351XI 7S11-15IMI

IIXM1-2StXI 51MI-\lXXI

frOtX)-l)(XXI :lIXKI-5tXXI

(S) Coellieienls are reduced considerably by small proporlions ol inerts; lor high proporlions us. single·phase gas values.

(6) High·velocilyeirculalion,

(7) KeUIe. and horizontal Ihermosyphons.

(8) Bascd on dala ol InSlilulion ol Chemieal Engineers (1982).

r, x H)'

r, X 10'

figuur 9.

Warmteoverdrachtscoefficienten van diverse media

Contaminated

n

Contaminated exhaust '// ~

\~_ 1 air inta,ke . ~~', I To outside

'" \, , ( ,"/.'/:":j r--_ _ _ _ _ ~.!::E:!!x!.!h~au:::.;s~t fan

\\

.,(

u-.

-

'

---1B/

/v/~

\ Purger---r ~«>~~

figuur 10.

- - - l ( .. ~ . 'I ~I.... _ _ _ _ _ _ _ ~...._---_

. .

,

.

.~:::,1

~ ~,pply

IE::':

.1'

Fresh air outlet with

recovered heat

Clean

Casing

Vereenvoudigde weergave van de luchtvoorverwarming

.

1

I I

·

1

•

•

•

•

•

•

•

I

.

I

.

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

7.2 Luchtvoorverwarmer

In het kader van de warmte integratie (energiebesparing) wordt de warmte van de hete rookgasstroom gebruikt voor het voorverwarmen van de verbrandingslucht.

Aangezien de warmteoverdrachtscoëfficienten van de betrokken gastromen bij een ~.:\..

druk van 1 bar zeer laag zijn (Q=80-140 W

Im

2K., figuur 9) moet gezocht worden naar ( ).,..,4/"

een warmtewisselaar met een zeer groot warmteuitwisselend oppervlak per volume )

\sr-

Jv4

eenheid. ~ ..

,v,

De Ljungström Luchtvoorverwarmer (Luvo) is speciaal voor deze toepassing

V

vit

~

ontworpen, en wordt daarom in dit voorontwerp toegepast.

wI--'

De Ljungström Luvo behoort tot de klasse van regeneratieve warmtewisselaars, welke zich laat kenmerken door het feit dat het warmte overdragende oppervlak afwisselend in contact komt met de koude en warme stroom.

In figuur 10 staat een overzichtsschets van de werking van de Luvo. De rotor is verdeeld in een aantal secties die gepakt zijn met een matrix van metalen platen. Door de roterende beweging van deze drum worden de platen afwisselend

opgewarmd door de warme rookgasstroom en afgekoeld door de koude

verbrandingsluchtstroom (zie ook figuur 11). Op deze manier vindt warmteoverdracht plaats van de warme naar de koude stroom. Tijdens dit proces is de

temperatuurvariatie van de warmteoverdragende elementen ca. 5-20

0c.

Voor het ontwerp van de Luvo is het economisch gezien het meest gunstig om de temperatuur van de uitgaande rookgasstroom zo laag mogelijk te krijgen. Toch zijn er beperkingen die opgelegd worden door enerzijds de dauwpunten van de rookgas componenten en anderzijds de 'temperature scissors' (zie figuur 12). Aangezien het volume van de rookgasstroom groter is dan die van de verbrandingsluchtstroom, is, bij

ongeveer gelijke warmtecapaciteit, de stijging in temperatuur van de

verbrandingsluchtstroom groter dan de daling in temperatuur van de rookgasstroom. Met de Ljungström Luvo is het mogelijk warmte uit te wisselen tot een (minimaal) temperatuurverschil van 25°C tussen ingaande rookgasstroom en uitgaande

verbrandingsluchtstroom (VDI-wärmeatlas, [5]). Hoe minder lucht er dus door de Luvo gaat hoe hoger de temperatuur van de uitgaande rookgasstroom zal zijn. Tevens is in figuur 12 te zien dat bij een te lage temperatuur van de ingaande

verbrandingsluchtstroom de temperatuur van de verwarmingselementen onder de maximale dauwtemperatuur komt. Hierdoor kan zwavelzuur worden gevormd hetgeen een corrosieve werking heeft. Dit kan worden voorkomen door de

verbrandingsluchttemperatuur te verhogen met behulp van hete lucht recirculatie of stoom-lucht voorverwarming. De in de praktijk meest toegepaste en eenvoudigste

oplossing is echter er voor te zorgen dat de temperatuur van de uitgaande rookgas ~-..~ stroom niet lager dan 150°C wordt en het warmte uitwisselende oppefVIak lil corrosie

bestendig staal uit te Voeren. .:;::::-"-(l.

?

J

Door het ontbreken van uitgebreide literatuur met betrekking tot

ontwerpberekeningen van een Ljungström Luvo is slechts een grove berekening gemaakt van de warmte stroom (Q) en het benodigde warmteoverdragende oppervlak (Au). Met behulp van deze parameters is het volume van de warmtewisselaar bepaald

Ä

I

t

5

figuur 11. de Ljungström-Luchtvoorverwarmer

Arrangement without steam air preheater heating element temperature variation falls below the corrosion maximum

heating element temperature variation

flue gas temperature is given

dew point and corrosion

maximum temperature resp.

~~_.--_.----_.----_.

Arrangement with steam air preheater heating element temperature variation is above the corrosion maximum.

- - - J - - r e q u i r e d decrease. of flue gas

temperature entering air

preheater to keep ~t:nin

- - - } - ~tmin = 45₀ F

-..;-_.

__

._-_._-_._--increase of the air temperature entering air preheater

figuur 12. Temperature scissors tijdens de warmte-uitwisseling

(bron: fabrikantbrochure, [7])

.

1

I

•

•

•

•

•

•

•

•

I

•

•

i ~.

•

•

•

•

'

I

.

i I

l

~

(V) en het rotorvermogen (Protor) (zie bijlage 7). De drukval over een Luvo is over het algemeen laag: 1.3-2.5 mbar (Saunders, [6]). Aangezien het erg moeilijk is de drukval analytisch te bepalen wordt ervan uitgegaan dat de drukval over de Luvo 2.5 mbar is. Tabel 4 geeft een overzicht van de belangrijkste ontwerpparameters.

Tabel 4. Ontwerpparameters Luvo

Q 1.8e04 kW Au 3228 m2 V 13 m3 Protor 3 kW AP 2.5 mbar 18

,

-

-

_.

-GAS

OlSTRI8UTION DEVICE

RAPP'fA :"SVlATOR

HIGH VOL lAGE SYSTEM SU'I'OAT INSUl_TOR

~ fUANINC VANES

I

figuur 13. Overzichtsschets van de electrostatische precipitator

,

!

:

j

10' , 10' 0 t 10 200 / -/

,

I \ I \ I \('0.5-1% / I \ ln Situ -0 \ reslst",ity I \ meosurements I \

•

1.2% 5 I /'"

-

.... \ 0 0.S·/.5 I , _\ Il. 2.3%5 I /

.'

,

_\ • 2.9% 5 I I

'.

\ _X 2.5% 5 I I \ I I \ \ I I

Î

\ I Il.

,

\ I ~I \ \ I 1.5 -2%

, ,

I I

,

\

,

\ I _{I '--:t"- I \}

,

/ I _x

,

' \

,

_I /

,

' \ I I

,

' \ I x

,

' I I I / '

,

\ I

,

_,\

,

I I 25-3%'/ I I '\

,

I

I

\

'\

I I I ' \ J I I

" "

250 300 350 400 450 Temperoture. oF.

figuur 14. Trends in soortelijke weerstand van vliegas als functie van de

rookgas temperatuur en percentage S in de kolen

•

•

I

•

.

1

•

e

.

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

7.4 Electrostatische precipitator

Voor de verwijdering van vliegas uit het rookgas is gekozen voor een electrostatische precipitator (EP). Dit apparaat heeft als voornaamste voordelen:

hoge afvangst efficiency (1] > 90%) voor alle in de rookgasstroom voorkomende deeltjesgrootten (1-80 t'm)

- economisch in gebruik met betrekking tot energiebehoefte en drukval (AP=0.6-2.5

mbar)

mogelijkheid tot het verwerken van grote gasstromen

- lange gebruiksduur

In de praktijk wordt vliegas afkomstig van kool afgevangen met een droge electrode paralIele plaat EP. Een serie vlakke platen vormen het collector oppervlak waar tussen zich op regelmatige afstand draden bevinden die zorgen voor de ionisatie van de asdeeltjes (zie figuur 13).

Zoals in figuur 1 te zien is staat de EP na de Luvo, dat wil zeggen aan de 'cold-side'. Reden hiervoor is dat de te behandelen volumestroom bij 150

oe

veel kleiner is dan bij 355

oe,

de temperatuur aan de 'hot-side' van de Luvo. Uit de vergelijking van

Deutsch-Anderson volgt eenvoudig dat Tl toeneemt met afnemende volumestroom

(~v) (Perry & Green, [9]):

(9)

De EP is ontworpen op een afvangst efficiency van 99%. De te behandelen volumestroom aan gas is 210000 Nm3/h, hetgeen bij 1500

e

en 1 bar overeenkomt met 90 m3

Is.

In deze gasstroom bevindt zich een stroom vliegas van 1000 kg/h.

Indien we te maken hebben met deeltjes waarvan de soortelijke weerstand ligt tussen 108 en 1010 n.cm kan de precipitator optimaal functioneren. In dit geval kan met de bovenstaande vergelijking van Deutsch-Anderson het benodigde collector oppervlak

(Ae) worden bepaald, indien de migratiesnelheid van de deeltjes (w_p) bekend is. In dit ontwerp hebben we echter te maken met laagzwavelig poederkool (ca. 1 % S), hetgeen tot gevolg heeft dat er in de ketel relatief weinig S03 wordt gevormd. Een wenselijk verschijnsel met het oog op het milieu, maar voor precipitatie van vliegas levert dit een probleem op. Het vliegas bevat hierdoor weinig S03 waardoor de soortelijk weerstand toeneemt tot boven de 1011 n.cm, zie figuur 14. De op de collector gevormde stoflaag zorgt voor een electrische dubbellaag die bij verdere groei opbreekt door repulsieve krachten tussen de stofdeeltjes onderling. Tevens neemt hierdoor de electrostatische drift van de nog in het gas aanwezige

vliegas deeltjes sterk af, en bestaat de kans op het ontstaan van een tegen-corona. De negatieve invloed van een hoge soortelijke weerstand (> 1010 n.cm) op de afvangst efficiency staat geschetst in figuur 15. Een en ander heeft tot gevolg dat de

precipitator bij een lager potentiaalverschil bedreven moet worden, waardoor de migratiesnelheid afneemt en het benodigde precipitator oppervlak groter wordt.

'"

>" (.J z lOl Ü ii: "-lOl Z 0 i= (.J lil ...t ...t 0 (.J Cl> Cl>

"

::E ...t ...t

"

a: lOl > 0 99.0 98.0 1011 RESISTIVITY. ohm ...

figuur. 15 Afvangstefficiency als functie van de soort. weerstand

1

I

I

I

~~f/:~~

'

'

° -<:~o "'~ .., i

i

I - f'I") S. ... : O' ~ ~

rl/

f-

i /

I/V

1

I

f -ni/II riJ I I Ir/ ' / 99.5 ë 99 ~ ~ 0. _9B ~ u 97 c

..

₉₆ .~ 95

..

c

riJ.

ï!I

\ 300 oF. i J rJlJJ , i IJ 11 .~ 90 u ~ Ö u _BO 70 60 ,

I

50 100 200 300 400

Collecting area per 1000 c.f.m .• sQuare feet

(0) 99.5 ~ 99 X. 98 ~ ₇ .~ ~6 u 9 ₅

..

c .~ 90 Ü ~ 3 BO 70 60 50

L

~

~ 0\° .\0 .\.

/ l/

'V

0 .. v,

"r

I{ 0\°

V

V VCl :;0

'V1

//1/ -j _{VVV i/} / I /

\/

YJ.

~

V 300°1 '/. ~ V~ 2 3 4 5 Bus sectIOns per 100.000 c.1.m.

(b)

figuur 16. Afvangstefficiency als functie van a) collector oppervlak

b) aantal bussecties

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

Voor de bepaling van het benodigde precipitator oppervlak is gebruik gemaakt van • de onderzoekresultaten van Ramsdell, gerepresenteerd in figuur 16 a. Uit deze figuur

volgt voor kool met 1 %S en een afvangst efficiency van 99%, voor het collector oppervlak: Ae =4680 m2. Uit figuur 16 b volgt dat de precipitator onderverdeeld moet worden in 8 bussecties. Dat wil zeggen 8 secties in de richting van de gasstroom met een onafhankelijke energietoevoer .

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

Met behulp van figuur 17 kan een schatting worden gemaakt van de benodigde potentiaal van de discharge electrode. Voor een afvangst efficiency van 99% is dit 50 kVolts. Het benodigde vermogen van de EP kan worden bepaald met behulp van figuur 18. Voor een gasstroom van 90 m3/s is 79 kWatt aan vermogen nodig voor een efficiency van 99%.

Aan de hand van de volgende vuistregels (Katz, (10)] zijn de dimensies van de EP bepaald:

- lengte:hoogte verhouding (Aspect Ratio) van de EP: AR = 1.5-2.0 - _{optimale gassnelheid: ve = 1.8 mis}

- hoogte collectorplaat: he = 6 m

- spanningsval in dielectricum (gas): flV = 3.9-4. 7 kV/cm - verblijf tijd: 8 = 4-11 s

- vermogensdichtheid: Pa = 11-22 Watt/m2 collector oppervlak

Met behulp van deze richtlijnen zijn de breedte (be)' de lengte (Ie)' de afstand tussen de platen (d), het aantal parallele platen per sectie (nr) en het totaal aantal

collectorplaten (nt) van de EP bepaald.

In de onderstaande tabel staan alle ontwerpparameters weergegeven. Tevens is hierin de bron van herkomst vermeld.

Tabel 5. Overzicht van de ontwerpparameters van de electrostatische precifitator voor de afvangst van 99% vliegas uit de rookgasstroom (~v=90 m /s)

Ae m2 4680 figuur 16a V kV 50 figuur 17 P kW 79 figuur 18 Pa W/m2 16.9 Pa=P/Ae ns 8 figuur 16b ve mis 1.8 Katz [10] he m 6 Katz [10] Ie m 12.5 Ie = Ae/ (2 * nr* he) be m 8 _be =~vI(v e *he} d m 0.25 Katz [10] nr 32 nr=be/d nt 256 _{nt = nc*ns} 8 s 7 _{8 =le/ve} AR 2.1 AR=le/he flV kV/cm 4 flV=V*2/d flP mbar 2.5 Perry [9] 20

1oo1r---~----~---._~0 ~ o ~ g' 10l---4-'>-... ~J...-:>..Ir---+ 90 0_ >-u c Q) CL a u ~ Dlscharge

':ij 10 electrode shope _ •

cS

.

oSquore wlre ,~

oSpaced disks " ' • • Barbed electrode ,spaclng A ~

u

w

0.1 .. Barbed electrode,spocmg B <A 99.9

o 10 20 30 40 50 60 70

Voltage, kv.

figuur 17. Afvangstefficiency als functie van de benodigde potentiaal

100'r---.---~----~,---~~0

Discharge electrode shape

o Square wlre

o Spaced disks

I!-=o....---+- + Borbed electrode,spacing A 90 ~ 0_

-Ol .~ 0-o u

11 Barbed electrode ,spacing B <A ~IDI~----1---F ~~~---4--~99 >-u c Q) u w 0.1 99.9 o 5 10 15 20 25 30 35 40 45

Input energy I watt- sec./cu.ft. of gos treated

figuur 18. Afvangstefficiency als functie van het benodigde vermogen

•

•

I

•

.

1

•

I

•

•

•

•

•

•

•

,

-I I I

i

I

I

I

!

.

•

•

•

Symbolenlijst: AR Aspect Ratio Ae collector oppervlak be breedte precipitator

d afstand tussen collector platen

he hoogte collector plaat

Ie lengte precipitator

nf aantal collector platen per sectie

ns aantal bussecties

nt totaal aantal collector platen

p _vermogen

Pa vermogensdichtheid

AP drukval over precipitator

V aangelegde potentiaal AV potentiaalval in dielectricum ve gassnelheid w_p migratiesnelheid vliegasdeeltje 17 afvangst efficiency ~v volumestroom gas

8 verblijf tijd in precipitator

m2 m m m m

-kW W/m2 mbar kV kV/cm mis mis m3/s s 21

•

•

7.5 Ventilator

De ventilator trekt het rookgas door het systeem. Hierbij dient de drukval over het systeem overbrugd te worden. De drukval over het systeem, l1Ptot, is de som van de drukval over de reaktor (BSR: 4.7 mbar, honeycomb: 6.6 mbar), de Luvo (2.5 mbar)

• en de electrostatische precipitator (2.5 mbar). De ventilator moet dus voor de BSR

een drukval van 9.7 mbar en voor de honeycomb een drukval van 11.6 mbar overwmnen.

•

•

•

•

•

•

•

•

•

Het theoretisch vermogen van de ventilator kan worden berekend met behulp van de volgende vergelijkingen (Perry & Green, [9]):

Resultaten: Gegevens:

1] = 0.8

~mol = 2.6e3 mol/s Plh

=

988.4 mbar Plb

=

990.3 mbar P2

=

1000 mbar Pth,h

=

106.9 kW Pth,b

=

89.3 kW Ph

=

134 kW Pb = 112 kW k

=

1.4 Tl

=

423 K Symbolenlijst: k Pth P PI P2 R Tl ~mol 1] Cp/Cv theoretisch vermogen praktisch vermogen druk voor ventilator druk na ventilator gasconstante

temperatuur voor de ventilator molenstroom rookgas ventilator rendement 22 kW kW bar bar J/mol/K K mol/s (10) (11) (12)

•

•

•

,. METIIIIG- ""111

C

Uib

•

&eIEKEUIWG-

_WOx

~

t.. ~ \ ,J'

corred:\e-t

_[Xl

f'jf\r~elin~

,

•

~

~M)JlC1<

~ ....

l'\eT.~G-~n

~

•

Ox.

~

~

~""J .H\~

....

~ ~

SE, PO. AlT

•

(~H%;Ox)

FLOWR€6€LI Ü'

NG-N\t.>

•

figuur 19. Overzicht van de procesregeling

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

8. Procesregeling

Het procesregelschema is weergegeven in figuur 19 (Schönbucher, [20]). Centraal hierin staat de hoeveelheid ammoniak die moet worden toegevoegd. De hoeveelheid

ammoniak wordt bepaald door de gewenste molverhouding NH₃/NO_x (0.8) te

vermenigvuldigen met de molenstroom NOx. De molenstroom NOx wordt bepaald door de volumestroom aan rookgas te berekenen (uit de verbrandingsgegevens van de ketel) en de concentratie NOx hierin te meten. Correctie van de regeling vindt plaats door de NOx concentratie aan de uitgang van de reaktor te meten. Door deze te vergelijken met de berekende uitgangsconcentratie NOx (op basis van de ingestelde conversie en de gemeten ingangsconcentratie ) wordt de regeling gecorrigeerd. Een te

hoge uitgangsconcentratie NOx resulteert zodoende in een hogere dosering NH_3. Om

te voorkomen dat de NH₃-slip groter dan 5 ppm wordt, dient eigenlijk ook de

uitgangsconcentratie NH₃ gemeten te worden. In de praktijk blijkt dit nog steeds een

probleem te zijn, aangezien bruikbare NH₃-meet apparatuur moeilijk verkrijgbaar is.

Bij belastingsvariaties van de electriciteitscentrale kunnen grote schommelingen in de NOx-uitgangsconcentratie optreden. Daarom dient er een fijnregeling aanwezig te zijn, die ervoor zorgt dat de ammoniakvolumestroom per meting maximaal 5 procent kan worden bijgesteld.

•

•

•

•

•

•

•

•

•

9. Veiligheidsaspekten

Vanwege de corrosieve werking van diverse in het rookgas aanwezige componenten wordt de installatie uitgevoerd in roestvrij staal (316).

In hoofdstuk 5 'Beschrijving van het proces' is reeds vermeld dat bij een te grote

NH₃-slip het explosieve ammoniumnitraat gevormd kan worden. In principe voorkomt

de procesregeling een te grote slip. Mocht er toch ammoniumnitraat ontstaan (bij T < 130°C), dan is er geen gevaar voor explosie aangezien hiervoor een temperatuur hoger dan 245°C en een druk hoger dan 6 bar nodig is (Doorenbos, [12]).

Ten aanzien van ammoniak bestaat er pas gevaar voor explosie bij een volume-percentage van 15-27% in lucht (Encyclopedie des Gaz, [13]). De maximale

ammoniak concentratie in de reaktor is 0.04 volume%, zodat er geen explosiegevaar is.

De MAC-waarden van ammoniak en stikstofoxide zijn respectievelijk 25 en 5 ppm (Chemiekaarten, [14]). Dit vormt over het algemeen geen probleem aangezien rookgas-deNOx installaties in de buitenlucht staan opgesteld.

1-

---•

10. Massa- en warmtebalans

De resultaten van de massa- en warmtebalans berekeningen staan vermeld in bijlage MW-l en MW-2.

• De warmtebalans berekeningen zijn uitgevoerd zoals beschreven in de 'Handleiding

voor het maken van een Fabrieksvoorontwerp' (Montfoort et al., [15]). De voor de

enthalpieberekeningen benodigde warmtecapaciteiten en vormingsenthalpieën van de diverse componenten zijn bepaald met behulp van de tabellen uit bijlage 8.

•

11. Overzicht specificatie apparatuur

•

De apparatenlijsten zijn opgenomen in bijlagen APl-4.

•

•

•

•

•

•

25

•

•

•

12. Kosten

Voor de bepaling van de totale kosten van beide installaties wordt gebruik gemaakt van het volgende vereenvoudigde model, waarin alle kosten, exclusief de

volume gebonden kosten, betrokken worden op de investeringen en het produktieloon

• (Montfoort, [16]).

•

•

•

•

•

I

.

•

(13)

Aangezien het hier een vrij eenvoudige zuiveringsinstallatie betreft, die direkt achter de ketel wordt geplaatst, is het niet nodig extra personeel aan te trekken. Het

produktieloon, K' L' in bovenstaande vergelijking komt hiermee te vervallen.

Investeringskosten (K' I)

De totale investeringen kunnen onderverdeeld worden in vier groepen:

IB: Investering in proceseenheden, inclusief indirekte bouwkosten (64%).

IR: Investering in hulpapparatuur (off-site investeringen) (16%)

I_L: Investeringen in niet tastbare zaken, zoals licenties, know-how etc (14%).

Iw: Werkkapitaal, voorraden, cash en terreinen (6%).

De vermelde percentages gelden voor een complete chemische fabriek. Hierbij dient opgemerkt te worden dat deze percentages per fabriek nogal uiteen kunnen lopen. Voor de beschreven deNOx-installatie zal het percentage voor Iw kleiner zijn dan 6%, gezien de minimale voorraad- en terreinkosten. Iw wordt daarom buiten beschouwing gelaten.

De licentiekosten voor het SCR-proces met de honeycomb reaktor, zoals gebouwd in

Gelderland en de know-how van ESTS brengen de post I_L op. Aangenomen wordt

dat licentiekosten en know-how voor het SCR-proces met BSR-reaktor net zo veel zullen bedragen.

Er zijn geen noemenswaardige off-site investeringen zodat IR buiten beschouwing kan worden gelaten.

De on-site investeringen, IB' bestaan uit de proces apparatuur, meet- en

regelapparatuur en bouw-/installatiekosten. De onderhouds- en katalysatorkosten vallen ook onder deze post, aangezien ze niet afhankelijk zijn van het

produktievolume maar tijdgebonden. De afschrijvingsduur van de installatie, inclusief katalysator, bedraagt ca. 4 jaar. Voor de onderhoudskosten kan als vuistregel worden gebruikt dat deze 4% van de totale investering per jaar zijn (dit dekt zowel de

materiaal- als arbeidskosten).

I

•

I_L en I_B bepalen dus de totale investeringskosten waarbij geldt I_B is 82% en I_L is

• 18%.

•

•

•

•

•

•

•

•

Productievolume-afhankelijke kosten (Kp)

Deze kosten bestaan uit grondstofkosten (ammoniak) en electriciteitskosten (aandrijving van ammoniakpomp, Luvo, EP en ventilator). De berekening hiervan wordt gebaseerd op 5700 vollast uren per jaar.

Berekening van de totale kosten (KT)

Investeringskosten I_B:

- Reaktor: zowel voor de honeycomb als voor de bead string reaktor wordt een prijs

gerekend van f 10.000/m3 reaktor. Deze prijs dekt de materiaal-, fabricage- en

installatiekosten (ealis, [2]).

. Katalysator: beide typen katalysatoren kosten ca. f85/kg. Omgerekend via

dichtheid komt dit neer op f 56100/m3 katalysator voor de honeycomb, en

f 34000/m3 katalysator voor de bead strings.

- Ammoniakpomp: f 2.500 voor een doseerpomp met capaciteit tot 123 l/h

(benodigd: 107 l/h) en maximale druk van 12 bar (prijsopgave Verder Vleuten BV /Vleuten)

- Luvo: f 500.000 (bijlage 7)

- EP: f 1.5e6 voor een 65 MW centrale (McDonald en Alan, [11])

Ventilator: f 300.000 voor een ventilator met een capaciteit van 324.000 m3 gas/h

en drukval tot 15 mbar (prijsopgave Airtechnic/Venray).

- Leidingen: f 10.000 RVS316 (Webci/Wubo prijzenboekje, [17])

- Isolatie apparaten en leidingen: f 175.000 voor honeycomb installatie en f 150.000

voor bead string installatie (glaswol).

- Meet- en regelapparatuur: f 50.000 (Calis, [2]).

- Bouw-/installatiekosten: ca. 25% van de aanschafprijs van procesapparatuur

(exclusief reaktor, waar deze kosten al in zitten)

- Onderhoudskosten: 4% van de totale investering

Productievolume-afhankelijke kosten:

- ammoniak: f 400/ton (Montfoort, [16])

- electriciteitskosten: f 75/MWh (Calis, [2]), totaal benodigd vermogen: 213 kW

voor honeycomb installatie en 191 kW voor be ad string installatie.

In tabel 6 staan de totale kosten weergegeven voor beide installaties

•

•

•

•

•

•

•

Tabel 6. KI IE I_L Kp

Kostenoverzicht voor beide installaties kostenpost l.reaktor 2.katalysator 3.NH3-pomp 4.luvo 5.EP 6.ventilator 7.leidingen 8.isolatie 9.meet-/regelapp. 1O.bouw /install. (25% van 3-9) 11.onderhoud (4% van 1-12) 12.licenties e.d. (18% van 1-12) Totale investeringen: (in guldens) 13.grondstoffen 14.electriciteit Totale var. kosten

(in guldens/jaar) Honeycomb 3.80e6 1.4ge6 2500 0.50e6 1.50e6 0.30e6 10.000 1.75e5 50.000 0.63e6 0.43e6 1.95e6 10.8e6 0.15e6 9.1e4 2.41e5 Bead String 1.6ge6 0.53e6 2500 0.50e6 1.50e6 0.30e6 10.000 1.50e5 50.000 0.63e6 0.28e6 1.24e6 6.88e6 0.15e6 8.2e4 2.32e5

Bij een afschrijvingsduur van 4 jaar en een rentepercentage van 8% is de annuiteit

• 0.3019 (bijlage 6). Hiermee kunnen de totale investeringskosten per jaar berekend

worden, en vervolgens de totale kosten KT per jaar.

•

•

•

De 65 MW centrale levert per jaar (gebaseerd op 5700 vollast uren) 370.5e3 MWh, zodat de extra kosten (door zuivering) per kWh voor beide installaties berekend kunnen worden, zie tabel 7.

Tabel 7. Resultaat kosten analyse voor beide installaties

KI'(Hfl/jr) Kp (Hfl/jr) KT (Hfl/jr) extra kosten in ct/kWh:

Honeycomb Bead String

3.3e6 2.1e6

2.4e5 2.3e5

3.5e6 2.3e6

0.94 0.62

•

In de literatuur (van den Kerkhof, [18]) wordt vermeld dat de extra bedrijfskosten

• voor een honeycomb reaktor, bij een katalysatorlevensduur van 3 jaar, circa

0.9ct/kWh zijn (berekend bij een conversie van 80% en een bedrijfstijd van 5700 vollast uren per jaar).

De extra bedrijfskosten voor beide typen installaties komen hiermee goed overeen. Rookgaszuivering met behulp van een bead string reaktor is 30% goedkoper dan met

• behulp van een honeycomb reaktor.

•

•

•

•

•

•

•

•

29

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

13. Literatuuroverzicht [1] [2] [3] [4] [5] [6] [7] [8] [9] (10] [11] [12] [13] [14] [15] [16] [17] [18] [19] [20] [21]

Buzanowski, M.A, Yang, R.T, Simple design of monolith reactor for selective catalytic reduction of NO for powerplant emission control, Ind. Eng. Chem. Res., 29 (1990), 2074-2078

Calis, H.P., A preliminary desk study of the bead string reactor and the parallel passage reactor, vakgroep Chemische Procestechnologie, TU Delft, (1991)

Flockenhaus,

c.,

Verfahren zur Verteilung von Ammoniak in einem Gasstrom

und Vorrichtung zur Durchführung des Verfahrens, Deutsches Patentamt, DE-3728557 Al

Bergh, BJ.G. van den, Apparaten voor vloeistof en gastransport. Mengen en Roeren. Deel lIl, laboratorium Apparatenbouw, TU Delft, (1987)

VDI-Wärmeatlas 'Berechnungsblätter für den Wärmeübergang', VDI-Verlag GmbH, Düsseldorf, (1974), 2. Auflage, Pb-12/13

Saunders, E.A.D., Heat Exchanger Selection, design and construction, Longman Scientific & Technical, UK, (1988), 150-152, 528, 553

Ljungström Air Preheaters/Design Kraftanlagen, 'whether 10 t/h or 1000 MW

... unlimited', fabrikant brochure

Ullmanns Encyclopädie der technischen Chemie, Verfahrenstechnik I

(Grundoperationen), Band 2, 4. Auflage, Verlag Chemie/Weinheim, (1972), 428

Perry, R.H., Green, D., Perry's Chemical Engineering Handbook, 6th Ed., (1984)

Katz, K.E.P, The Art of Electrostatic Precipitaion, Pittsburgh Pennsylvania, (1979), 332-340

McDonald, J.R., Alan, H.D., Electrostatic Precipitator Manual, Pollution Technology Review No. 91, New Jersey, (1982), 4/361-364

Doorenbos, J.A., Behaviour of ammonium-nitrite and nitrate in fire, heat and pressure conditions, Delft, (1987)

Encyclopedie des Gaz, l'Air Liquide, Elsevier (1976)

Chemie kaarten, uitgave NVVK, VI en VNCI, 3e ed., (1984) Montfoort, A.G. et al., Handleiding voor het maken van een

fabrieksvoorontwerp, vakgroep Chemische Procestechnologie, TU Delft, (1989) Montfoort, A.G., De Chemische Fabriek deel II, vakgroep Chemische

Procestechnologie, TU Delft, (1989)

Webci/Wubo, prijzenboekje, 14e ed., Dutch Association of Cost Engineers, (1989)

Kerkhof, F.M.G. van den, Selectieve katalytische reduktie van NOx in rookgassen, I2-Procestechnologie, 11 (1986) 35-39

Tuenter, G., et al., Kinetics and mechanism of the NOx reduction with NH₃ on V₂0S-W0₃-Ti0₂ catalyst, Ind. Eng. Chem. Prod. Res. Dev., 25 (1986), 633-636 Schönbucher, B. von, Betriebserfahrungen mit der DeNOx-Anlagen des

Blockes 7 im Heizkraftwerk Heilbronn der Energie-Versorgung Schwaben AG, NOx Minderung in Rauchgasen, (1987) R57-R61

Smith, J.M., Van Ness, H.C., Introduction to chemical engineering thermodynamics, McGraw Hill, 4th ed., (1987)