Biologische stikstofverwijdering met behulp van een Airlift- en Fluid-bedreactor

F. V.O.Nr.:

₂₉₇₄

Vakgroep Chemische Procestechnologie

o

Verslag behorende

o

bij het fabrieksvoorontwerp

van

o

..

J:.

H .•. ~J.

O

.P. .

.

. .

. .

o

onderwerp

:

o

o

adres

:

_{Rotterdamseweg 28}

_{opdrachtdatum:}

_{feb 1992}

o

2 62 8 1\1'1 De 1 f t

_verslagdatum

_:

_{jan 1993}

,

J}~

J

(

T

U

Delft

Faculteit der Scheikundige Technologie en der Materiaalkunde

Technische Universiteit Delft

ü '-....I '---J

I

I

')

-I

~'

Biologische stikstofverwijdering met behulp van een

Airlift- en Fluïd-bedreactor: case study 'Rotterdam

Dokhaven'.

Fabrieksvoorontwerp nummer 2974 Jeroen Klop

Jeroen van de Laar Delft, 8 november 1992 Technische Universiteit Delft

'--.1

I J

Voorwoord

Dit voorontwerp is een studie naar verbetering van de stikstofverwijdering binnen een bestaande afvalwaterzuiveringsinrichting, die van het zuiveringsschap 'Hollandse EIlanden en Waarden' in Rotterdam.

De steun, die we bij de totstandkoming van dit voorontwerp van het zuiveringsschap HEW hebben gehad, is zeer nuttig geweest. We willen in het bijzonder Andy Schellen bedanken voor de tips en de informatie, die hij ons bij tussenevaluties heeft gegeven.

Daarnaast gaat onze dank uit naar professor Heijnen, Mark van Loosdrecht en Luc Tijhuis van de TU Delft. De ideeën, die zij naar voren brachten, hebben ons ontzettend geholpen bij het oplossen van problemen die we tijdens het ontwerpen tegenkwamen.

Het verslag is geschreven op basis van de richtlijnen die gelden voor het fabrieksvoorontwerp aan de TU Delft. Voor het zUiveringsschap HEW zullen naast de samenvatting en de aanbevelingen vooral de hoofdstukken 'Motivatie van de gekozen oplossing', 'Dimensionering' (met daarin onder andere de resultaten) en 'Economische aspecten' van belang zijn. Mocht de beslissing worden genomen, de voorgestelde installatie definitief te ontwerpen, dan hopen we dat dit verslag de ontwerper(s) een stuk op weg helpt.

- - - - -

-Samenvatting

Er is een installatie ontworpen om een ammoniak rijke deelstroom binnen de

afvalwaterzuiveringsinrichting (AWZI) Rotterdam-Dokhaven te ontdoen van stikstof bevattende, milieubelastende verbindingen. Het debiet van de deelstroom is 1000

m

3_{fd en de stikstofinhoud}

is 1,2 kgNfm3• Door de behandeling van de deelstroom daalt de concentratie aan

stikstofhoudende componenten in het effluent van de AWZI naar verwachting van 25.4 mgNjl naar 16.2 mgNjl. In 1998 wordt een stikstofnorm van 10.0 mgNjl van kracht.

Het ontworpen proces bestaat uit de volgende stappen:

Eerst wordt ammoniak genitrificeerd in de aeroob bedreven Biofilm Airlift Suspension (BAS) reactor. Deze reactor is te beschouwen als een continue, ideaal geroerde tank reactor (CSTR) waarin zich biomassa op dragermateriaal bevindt. De menging èn zuurstofoverdracht worden bij dit type reactor tot stand gebracht door inbreng van lucht. De ammoniakconversie in de BAS reactor is 98%.

Het luchtdebiet door de BAS reactor is 70 . 103 _m3 _{jd groot. Het vloeistofdebiet (inclusief recycle} stroom) door de BAS reactor bedraagt 11 . 103 m3_{jd. Het reactorvolume en -hoogte zijn}

respectievelijk 250 m3 _{en 19 m.}

Vervolgens wordt in een anaeroob bedreven fluid bed (FB) reactor het gevormde nitraat door denitrificatie omgezet in moleculaire stikstof. De biomassa bevindt zich ook hier op

dragermateriaal, dat wordt gefluïdiseerd door de opwaarts gerichte vloeistofstroming in de FB reactor. Evenals de BAS reactor kan ook deze reactor als CSTR worden beschouwd. De reductie van nitraat kan zonder een externe electronendonor niet verlopen. Als electronendonor is

methanol gekozen, waarvan 2.6 . 103 _{kgjd bij het reactiemengsel moet worden gevoegd om een}

nitraatconversie van 95% te halen.

Het vloeistofdebiet door de FB reactor is 14 . 103

_m

3_{fd, terwijl het reactorvolume 250}

_m3

_en

reactorhoogte 1 3 m bedragen.

De pH in beide reactoren is afhankelijk van de kooldioxide- en waterstofcarbonaatconcentratie. Beide verbindingen reageren in de nitrificatie en de denitrificatie mee, waardoor de pH wordt beïnvloed. De pH wordt op het gewenste niveau gehouden door de uitgaande stroom van de FB reactor met een recycleverhouding van 11 te recyclen naar de BAS reactor.

Bij de twee deelprocessen komt warmte vrij. Om de temperatuur in beide reactoren op 35°C (de gewenste temperatuur voor de- en nitrificatie) te houden, wordt er 7.7 . 103 m3_{jd koelwater met}

een temperatuur van 15°C in de FB reactor gepompt.

De opbrengst van de installatie wordt geschat op Mf 6.7 fjr, terwijl de totale kosten Mf 6.0fjr bedragen. De return on investment is 3.3 %. De vergelijking met andere mogelijke

zuiveringstechnieken valt gunstig uit voor de nu gekozen oplossing.

?~

2.::

10 ,.i c··

--~ - '1 ~ ~ .) I r :tb ,ol '

Inhoudsopgave

~

/

4

Inleiding ... 2

Beschrijving van de bestaande AWZI. ... ~ ... 3

Motivatie van de gekozen oplossing ... 4

3.1 Mogelijke verbeteringen ... 4 3.2 De nitrificatiereactor ... 4 3.3 De denitrificatiereactor ... 5 3.4 Carrier ... · ... 5 3.5 Pompen en compressor ...•... 6 Beschrijving deelstroombehandeling ... 7 4.1 De reacties ... 7 4.2 De BAS reactor ... 7 4.2.1 Geometrie ... 7 4.2.1 Bellenverdeler ... 7 4.2.2 Driefasenscheider ... 7 4.2.3 Dragermateriaal ... 8 4.2.4 Antischuim installatie ... 8 4.2.5 Compressor ... 8 4.3 De FB reactor ... 8 4.3.1 Geometrie ... 8 4.3.2 Fluïdisatie ... 8 4.3. 3 Dragermateriaal ... 8 4.3.4 Dosering koelwater ... 8 4.3.5 Zandvang ... 9 4.4 Recirculatie ... 9 4.5 Pompen 9 4.5.1 Inpompen in BAS reactor ... 9

4.5.1 Op druk brengen van het centraatwater. ... 9

4.5.3 De aanvoer van het koelwater. ... 9

4.5.4 Het inpompen in de FB reactor ... 9

4.5.5 Afvoer naar de A·trap ... 10

4.5.6 De controle·elementen binnen de installatie ... 10

4.5.7 Regeling van de stromen binnen de installatie ... 10

5 Uitgangspunten voor het ontwerp ... 11

5.1 Exogene gegevens ... 11

5.1.1 Kapaciteit installatie ... 11

5.1.2 Specificatie deelstroom: centraatwater centrifuge ... 11

5.1.3 Situering van de installatie ... 11

-~---

-5.1.5 Gegevens over de benodigde utilities ... 11

5.2 Endogene gegevens ... 12 5.2.1 Fysische constanten ... 12 5.2.2 Materiaalkeuze ... 12 5.2.3 Explosiegevaar. ... 12 5.2.5 Biochemische parameters ... 12 5.3 Aannames ... 13 6 Proceskondities 14 6.1 BAS reactor: druk ... 14

6.2 BAS reactor: kinetiek ... ~ ... 14

6.2.1 Metabolisme nitrificeerders ... 14

6.2.2 Kinetiek nitrificatie ... 14

6.2.3 Afhankelijkheid van ammoniakconcentratie ... 15

6.2.4 Afhankelijkheid van zuurstofconcentratie ... 15

6.3 BAS reactor: warmteoverdracht ... 15

6.4 BAS reactor: stofoverdracht ... 15

6.4.1 Zuurstofoverdracht ... 15

6.4.2 Kooldioxideoverdracht.. ... 16

6.4.3 Stoftransport naar en in de biofilm ... 16

6.5 BAS reactor: menging ... 16

6.6 FB reactor: kinetiek ... 17 6.6.1 Metabolisme denitrificeerders ... 1 7 6.6.2 Kinetiek denitrificatie ... 17 I J 6.7 FB reactor: warmteoverdracht ... 17 7 Dimensionering ... 18 7.1 Inleiding ... 18 7.2 Conversie en productie ... 18 7.3 Recycling ... 19

7.3.1 Bepaling waterstofcarbonaatconcentratie {lOl ... 19

7.3.2 Bepaling kooldioxideconcentratie {20} ... 20

7.4 Temperatuur ... 20

7.5 Dimensionering BAS reactor ... 20

7.5.1 Reactorvolume ... 20

7.5.2 zuurstof ... 21

7.5.3 Hoeveelheid biomassa ... 22

7.4.4 Driefasenscheider ... 22

7.5.5 Overzicht ontwerpparameters BAS reactor ... 22

7.6 Dimensionering FB reactor ... 22

7.5.1 Reactorvolume {2cl ... 23

7.6.2 Vergelijking tussen aan- en afwezigheid van groei. ... 23

8 Massa- en Warmtebalansen ... 26 -' 8.1 Inleiding ... 26 8.2 De kooldioxidebalansen ...•....••...••.••... 26 8.3 Andere balansen ... 27 9 · Economische Aspecten ... 28 9.1 Inleiding ... 28 9.2 Kosten 28 9.3 Investeringen ... 28 9.4 Loonkosten ... 29 9.5 Productie-afhankelijke kosten ... ~ ... 29

9.6

Economische haalbaarheid ... 30

9.6.1

Totale kosten ... 30

9.6.2 Vergelijking kosten met andere processen ... 30

9.6.3 Berekening opbrengst en economische kentallen ... 31

10 Conclusies en aanbevelingen ... 32 Literatuurlijst ... 33 Bijlage A Aannamen en verificaties B Programma in turbopascal C Berekening investeringen 0 Symbolenlijst E Processchema F Eigenschappen methanol G Pomp en apparaatspecificaties H Massa- en warmtebalansen . - ' Stroomspecificaties

1

Inleiding

Het zuiveringsschap Hollandse Eilanden en Waarden (HEW) zuivert huishoudelijk en industrieel afvalwater in de AWZI Rotterdam-Dokhaven.

In 1995 wordt een fosfaatnorm van 1 mg/I en in 1998 wordt een stikstofnorm van 10 mg/I van kracht voor het effluent van de AWZI Dokhaven. Met de huidige installatie kunnen deze normen niet worden gehaald (de concentratie aan stikstofhoudende verbindingen in het effluent is op dit moment jaargemiddeld 25.4 mg/I). waardoor toevoegingen en verbeteringen aan de bestaande zuiveringsprocessen noodzakelijk zijn. De verwachting is dat vergaande defosfatering kan worden bereikt met chemische methoden (precipitatie met behulp van ijzer(llI)chloride). Omdat onderzoek naar de aanpak van de fosfaatverwijdering in een vergevorderd stadium verkeert, beperkt dit fabrieksvoorontwerp zich tot een studie naar verbetering van de stikstofverwijdering in de installatie.

De probleemstelling kan als volgt worden geformuleerd:

Er dient binnen de AWZI Dokhaven gezocht te worden naar verbeteringen of toevoegingen aan de bestaande installatie, waarmee de stikstofinhoud van het effluent kan worden verminderd, liefst tot onder de in de toekomst geldende norm.

De oplossing, die de meeste perspectieven biedt. wordt in het ontwerp uitgewerkt. Hierbij wordt rekening gehouden met de technologische en economische haalbaarheid.

- - -- - - -- - - -

-f

..

'"

.,

,

1/ t )!' l I

,

!

, ~ \

,

, i Figuur 2.1:

A

1>

G-....

"

. /

,11

\V

"

, _'"

D

. /

G

'~ --i;;---7 \ ' " " " ·z . , r I , I

l

-_

____

~

~

, 2.

0 0

l

Schematische weergave van de bestaande AWZI 'Dokhaven' A: De A-trap (absorption)

B: De B-trap (belebunung)

C: Het slibverwerkingsbedrijf Sluisjesdijk D: Het overloopwater van de voorindikkers E: Het centraatwater F: Influent G: Effluent

Af'

J

16 Cl

c

c

I

I

l-I

I

cl

I

2

Beschrijving van de bestaande AWZI

De bestaande zuiveringsinstallatie is ontworpen naar het in Duitsland ontwikkelde Absorption-Belebung systeem [1]. [2]. Bij dit systeem wordt het influent eerst in een eerste tank (de A-trap; Absorption) geleid, waar veel opgeloste stoffen door micro-organismen worden geabsorbeerd. Het slib, dat hierbij wordt geproduceerd, wordt afgescheiden. Het effluent van de A-trap stroomt naar een tweede tank (de B-trap; Belebung), waar de resterende opgeloste stoffen zoveel mogelijk worden omgezet. Het slib dat hierbij ontstaat, wordt eveneens afgescheiden. Beide slibstromen worden naar het 600 meter verderop gelegen slibverwerkingsbedrijf Sluisjesdijk geleid alwaar het slib wordt vergist. Het hierbij geproduceerde methaan wordt binnen de installatie als energiebron gebruikt. Van het slibverwerkingsbedrijf loopt een relatief warme, ammoniakrijke stroom (het centraatwater van de centrifuge voor uitgegist slib) terug naar de A-trap. Doordat de verblijftijd in het slibverwerkingsbedrijf Sluisjesdijk ongeveer twintig dagen bedraagt, fluctueert de

samenstelling en het debiet van deze retourstroom weinig. Tevens komt er een BZV-rijke, minder geconcentreerde stroom van de slibverwerking (het overloopwater van de voorindikkers van het niet-vergiste slib). Deze twee stromen worden in de bestaande situatie naar de A-trap van de AWZI geleid.

De AWZI is schematisch weergegeven in figuur 2.1.

~)

,

J

3

Motivatie van de gekozen oplossing

3.1

Mogelijke verbeteringen

Er zijn meerdere mogelijkheden om de concentratie aan stikstofhoudende verbindingen in het effluent te verminderen. De belangrijkste zijn hieronder opgesomd:

• De bestaande installatie kan anders worden bedreven. Twee bestaande tanks kunnen gedeeltelijk anoxisch worden bedreven, waardoor naast nitrificatie ook denitrificatie plaatsvindt. Deze aanpassing belemmert echter de nitrificatie. De temperaturen in deze reactoren zijn daarnaast laag, waardoor de omzetting (zeker in de winter) onvoldoende zal verlopen.

• De bestaande installatie kan worden uitgebreid. Er kan worden gedacht aan behandeling van het centraatwater (zie beschrijving AWZI), een relatief warme deelstroom met een hoge ammoniakconcentratie. Door achtereenvolgens nitrificatie en denitrificatie te laten toe te passen, wordt ammoniak omgezet tot moleculaire stikstof.

Er wordt voor gekozen deze laatste optie uit te werken. De voorgestelde oplossing biedt namelijk de volgende voordelen:

• De temperatuur en de concentratie van de deelstroom zijn gunstig voor de omzettingen. • De hoeveelheid ammoniak, die kan worden omgezet, is groot (de stikstofinhoud van de

deelstroom bedraagt 1.2 . 10 3 kgN/d, terwijl de inhoud van het influent 6.1 . 103 kgN/d is [14]).

De oplossing moet, mocht de toekomstige norm niet worden gehaald, als een deeloplossing worden gezien.

3.2

De nitrificatiereactor

Op basis van de volgende overwegingen is de voorgestelde configuratie gekozen.

Randvoorwaarden:

• Op het terrein van het SVB Sluisjesdijk heerst ruimtegebrek. • De nitrificeerders zijn langzame groeiers.

Keuze:

Bovenstaande randvoorwaarden in acht nemend valt de keus op een slib-op-drager systeem, om de volgende redenen:

• Door het grote verschil in dichtheid tussen drager en vloeistof is de settlingsnelheid van carrierdeeltjes groot [4]. De opwaarts gerichte superficiële vloeistofsnelheid door de settler kan hierdoor relatief groot zijn, waardoor (het oppervlak van) de scheider klein blijft. • Door de slib-op-drager technologie is. ondanks de lage groeisnelheid van de nitrificeerders,

een hoge biomassaconcentratie in de reactor bereikbaar (13). Een hogere

biomassaconcentratie verhoogt de omzettingscapaciteit per volume-eenheid, waardoor het reactorvolume klein blijft.

•

Door de hoge biomassaconcentratie is de hoeveelheid aangeboden substraat per eenheid biomassa laag (lage slibbelasting). Een gevolg hiervan is. dat er weinig biomassa wordt gevormd; het substraat wordt voornamelijk geconsumeerd ten behoeve van maintenance. Door de lage slibproductie is een kleinere hoeveelheid koolstofbron nodig om de omzetting te laten verlopen [13].

Randvoorwaarde:

• Nitrificatie verloopt alleen in aanwezigheid van zuurstof (aeroob).

Keuze:

Uit de verschillende aeroob bedreven reactoren is de airlift reactor om de volgende redenen gekozen:

• De zuurstofoverdrachtscoëfficiënt van de airlift reactor is relatief hoog [4].

• De hoge H/D verhouding van de airliftreactor biedt het voordeel dat de reactor weinig ruimte in beslag neemt [4]. Tevens wordt door de grote druk de zuurstofconcentratie in de gasfase verhoogd, waardoor de zuurstofoverdracht beter verloopt.

• De inhoud van de airlift is goed gemengd, waardoor er geen onbenutte zones in de reactor zijn [4].

• De suspendering van de reactorinhoud door middel van het doorblazen van lucht voorkomt het optreden van grote attritie krachten op de biofilms. Deze krachten treden wel in grote mate op indien wordt gemengd met een roerder [7].

• Er treedt geen emissie op van stank of aerosoldeeltjes doordat de reactor gesloten is.

Er wordt met lucht gesuspendeerd in plaats van met zuurstof om de volgende redenen. • Lucht is goedkoper.

• Het werken met lucht levert minder explosiegevaar op dan het werken met zuurstof.

3.3

De denitrificatiereactor

De voor de denitrificatie gekozen configuratie (reactor e.d.) is om de volgende redenen gekozen. Het ruimtegebrek op het SVB dwingt tot het klein houden van de reactor, zodat ook hier voor slib-op-drager technologie wordt gekozen (voor motivatie, zie boven). De lage slibbelasting in deze reactor is erg belangrijk, omdat hierdoor minder koolstofbron wordt geconsumeerd. Dit brengt een reductie in de grondstofkosten met zich mee.

Randvoorwaarde:

• De denitrificatiereactor dient anaeroob te worden bedreven, omdat de denitrificatie alleen onder anaerobe condities verloopt.

Er is voor een gesloten, vloeistof-gefluïdiseerd bed (FB) gekozen om de volgende redenen. • In deze reactor heerst een anaeroob milieu.

• Omdat menging door fluïdisatie geschiedt, wordt attritie grotendeels voorkomen en blijft de biofilm intact [7].

• De menging in de FB reactor is, deels door vloeistofrecirculatie en deels door het inpompen van de ingaande vloeistofstroom, ideaal [13].

• De FB reactor heeft in het verleden bij soortgelijke gevallen bewezen goed te functioneren. Omdat FB reactoren vaak worden gebruikt, is veel over de benodigde technologie bekend. Er is voor methanol als koolstofbron gekozen, omdat:

• Methanol goedkoop en makkelijk verkrijgbaar is [17].

• De omzetting van methanol relatief weinig invloed heeft op de pH in de denitrificatiereactor

[1 3].

3.4

Carrier

In de BAS- en de FB-reactor wordt dezelfde carrier gebruikt. De volgende overwegingen hebben meegespeeld bij de keuze van de carrier.

~J

•

De keuze voor het carriermateriaal valt op zand omdat dit goedkooD en slijtvast is [4]. Door het ruwe oppervlak van zand verloopt de ontwikkeling van de biofilm uitstekend [15]. • De deeltjesdiameter van 0.25 mm gekozen, omdat de biomassaconcentratie in de reactor bij

deze diameter maximaal is [4].

Is de diameter groter, dan vermindert de biomassaconcentratie doordat het specifiek

oppervlak lager wordt. Hierdoor wordt hetcgoftransporiJl:emoeilijkt. elo" ...

ot

i Je

k:

ec.r

~

f

"

J kA. • Aan de andere kant wordt bij een kleinere diameter de settlingsnelheid te klein waardoor het oppervlak van de settler op de FB reactor exceptioneel groot zou worden.

De diameter van de dragerdeeltjes is van invloed op de effectiviteit van de biofilm: hoe kleiner de deeltjes, hoe groter de effectiviteit.

3.5 Pompen en compressor

De motivatie met betrekking tot de keuze van de verschillende pompen en de compressor komt aan de orde in hoofdstuk 4.

Figuur 4.1:

AIRlIFT - SUSPENSION - REACTOR

ANN

SEC AIR·lIFT RECYCLE CARRIER

PRIM AIR· lIF T REACTOR

1

_S

AIR

WASTE -WATER

AIR

Schematische afbeelding van de BAS reactor

<-- ---~

~

\ '" '\ '\

\~

'-" ,,--\, 0 \' ' \, C ~.

o

c

c

l

cl

c

c

Cl

1 1

4

Beschrijving deelstroombehandeling

4.1

De reacties

Het centraatwater, dat afkomstig is van de slibverwerking, bevat veel ammoniak. De ontworpen installatie zet deze ammoniak met behulp van een nitrificatie- en een denitrificatiestap om in moleculaire stikstof. De nitrificatie verloopt volgens de reaktievergelijking:

NH₄+ + 1.86 02 + 1.98 HC0₃·->

0.98 N03· + 0.1 Cl Hl.SNO.200.S + 2.9 H20 + 1.88 CO₂ [4.1]

Voor de denitrificatie, waarbij het bij de nitrificatie vrijgekomen nitraat wordt omgezet, worden twee gevallen onderscheiden. Er kan bij de denitrificatie biomassa worden gevormd:

0.05 NH4+ + N0₃· + 1.008 CH₃0H + 0.192 CO₂->

0.5 N₂ + 0.25 CH1.8No.200.S+ 0.95 HC0_3· + 1.417 H₂0 [4.2]

Daarnaast is er de situatie dat alle vrijkomende energie nodig is voor celonderhoud (maintenance) waardoor er geen groei kan plaatsvinden. Als er geen biomassavorming is, verloopt de omzetting volgens de onderstaande vergelijking:

@H30H + N0

3• + \f(1 ;6) CO2 - ) \f(l ;2) N2 + HC03· + \f(7;6) H20 [4.3]

4.2

De BAS reactor

4.2.1 Geometrie

De BAS reactor is een gesloten, continu bedreven reactor. Hierdoor wordt ongecontroleerde emissie van aerosoldeeltjes en stank voorkomen. De BAS reactor is van het type internal loop (interne omloop), wat inhoudt dat de BAS reactor bestaat uit twee verticaal en concentrisch geplaatste buizen. De verhouding tussen reactorhoogte en -diameter bedraagt 4.5 [13]. Onderin de buis met de kleinste diameter, die de riser wordt genoemd, wordt lucht ingebracht. Het dichtheidsverschil dat hierdoor ontstaat, zorgt voor een opwaarts gerichte stroming in de riser. Een groot deel van het debiet door de riser stroomt door de ruimte tussen de twee buiswanden ~

(de zogenaamde downcomer) weer naar beneden, zodat menging met de onderin de BAS reactor ingebrachte afvalwaterstroom plaatsvindt. De naar beneden gerichte vloeistofsnelheid is groter dan de stijgsnelheid van de bellen, waardoor een deel van de luchtbellen mee naar beneden wordt gesleurd.

Naast de intern~1 loop bestaat ook de external loop airlift reactor; het verschil tussen beide typen is, dat bij de laatste de reactorinhoud via een externe omleiding onder in de reactor terugstroomt. Hierbij worden geen luchtbellen mee naar beneden gesleurd [7].

In figuur 4.1 is de Biofilm Airlif! Sus.fL~nsion (BAS) reactor schematisch weergegeven. De reactor kan voor zowel de vloeistof- al

gasfas~orden

beschouwd als een 'continuous stirred tank

reactor' (CSTR). _ _ ~

4.2.1. 8ellenverdeler

Door de bellenverdeler (sparger) wordt lucht over de gehele doorsnede van de riser ingebracht. De onderin de riser ingebrachte lucht zorgt voor suspendering en turbulente menging van de

reactorinhoud zonder grote attritiekrachten op de biofilms,Er wordt gesuspendeerd met lucht in plaats van zuurstof, omdat dit goedkoper en veiliger (brandgeviaM, is.

\ \

4.2.2. Driefasenscheider

Bovenin de reactor wordt de lucht afgevoerd naar een in de zuiveringsinrichting reeds aanwezige gaswasinstallatie. De carrier met biofilm en het effluent worden door bezinking van de eerste van

~---

...

- - - -

-

._--._ - - - ,

-

.. ..; \. (' { !:. .~ f!. :: J ;

DEELTJES-RETOUR

ZANDVANG

' t <

KOLOM

.

~

..

-:

.,

METHA-fOL

EFFlUENT

POMP

P~P8AK

Figuur 4.3: Weergave van de FB reactor

.. . . .... .. ... __

..

.

---_._---l

I

cl

c

c

J

)

elkaar gescheiden in de settler. Deze is schematisch

weergegeVen

~

~

2

carrierdeeltjes stromen door de secondaire airlift naar de

downco~

~

róces

wordt niet gepompt waardoor geen schuifkrachten op de biofilms inwerken.

Het uitspoelen van de carrierdeeltjes kan worden voorkomen door de superficiële vloeistofsnelheid in de settler beneden 15 m/h te houden [3].

4.2.3. Dragermateriaal

In de BAS reactor wordt de ammoniak uit de deelstroom genitrificeerd door de micro-organismen, die zich in een film op drager (carrier) bevinden. De carrier is aanwezig in de vorm van 260 ~m

grote basaltkorrels.

4.2.4. Antischuim installatie

Door de afslag van micro-organismen van de film ontstaat schuim in de BAS reactor. Indien tegen de schuimvorming geen actie wordt ondernomen kan 'overflow' optreden. Daarom kan bovenin de reactor antischuimmiddel worden ingespoten. Omdat de aanwezigheid van het oppervlakte

-actieve antischuimmiddel een negatieve invloed heeft op de stofoverdracht van gas naar

vloeistoffase in de reactor wordt echter een minimale hoeveelheid antischuimmiddel toegevoegd [7]. Vaak wordt met water gesproeid om het schuim te bestrijden.

4.2.5. Compressor

De proces lucht wordt gecomprimeerd met een centrifugaalcompressor [10].

4.3

De FB reactor

4.3.1. Geometrie

De FB reactor is een slanke gesloten tank [11]. Omdat de tank gesloten is, wordt de (ongewenste) emissie van aerosoldeeltjes en stank voorkomen. Doordat de reactor slank is, wordt een relatief hoge superficiële vloeistofsnelheid bereikt. In figuur 4.3 is de FB reactor schematisch

weergegeven.

4.3.2. Fluïdisatie

I éJ (.1.,L.O--t? h.I..·

~ L

:"-"--De carrierdeeltjes worden gefluïdiseerd door de ingepompte vloeistof. ~ b odigde superficiële vloeistofsnelheid om de deeltjes te suspenderen bedraagt ongeveer 15-25 m/h ]. Om deze snelheid te bereiken wordt naast het inpompen van het influent, de rea

Door de recirculatie en door de optredende turbulentie is de vloeistoffase in de FB reactor als ideaal gemengd te beschouwen. Het uitspoelen van carrierdeeltjes wordt voorkomen door een zone boven de reactiezone te reserveren, waar de dragerdeeltjes bezinken.

Het afgas, dat voornamelijk uit stikstof, kooldioxide en organische bestandelen bestaat, wordt naar de gaswasinstallatie gevoerd.

4.3.3. Dragermateriaal

Net als in de BAS reactor bevindt de biomassa zich in films op een carrier, zand met een diameter van 250 Ilm. Bij deze diameter is de biomassaconcentratie in de reactor maximaal [4].

4.3.4. Dosering koelwater

De nitrificatie en de denitrificatie produceren beiden warmte. Indien niet wordt gekoeld, loopt de reactortemperatuur zo hoog op, dat de micro-organismen door de hoge temperatuur zouden afsterven. Om te koelen wordt aan de FB reactor koelwater toegevoegd zodat de temperatuur in de FB reactor rond de 35°( blijft. Recirculatie van de uitgaande stroom van de FB reactor naar de BAS reactor zorgt ervoor dat ook de deze reactor wordt gekoeld.

Figuur 4.4: ~ \ \

1

§J

~

"

, \ , \

"-

_.

₁₁

_"",

t7'J

-t:::

_" ,

De plaats van de pompen binnen de installatie schematisch weergegeven

Voor pompnumering: zie tekst

C: compressor

c

.'

c

cl

Cl

c

4.3.5

Zandvang

De zandvang wordt gebruikt om de carrierdeeltjes schoon te schrapen, zodat wordt voorkomen dat de biomassaconcentratie zover toeneemt dat de FB reactor dichtgroeit. De deeltjes met de dikste biofilm spoelen het eerst uit. De schoongemaakte deeltjes worden terug in de FB reactor geleid.

In paragraaf 4.1 is vermeld dat bij de denitrificatie twee gevallen worden onderscheiden. Als er geen groei is (vergelijking 4.3 is dan van toepassing), is de in figuur 4.2 afgebeelde zandvang niet nodig. De carrierdeeltjes hoeven niet te worden schoongeschraapt, omdat de

biomassaconcentratie op een stabiel (weliswaar hoog) niveau ligt.

4.4

Recirculatie

Het effluent van de de FB reactor wordt gedeeltelijk teruggeleid naar de BAS reactor, enerzijds om de inhoud van de BAS reactor te koelen, anderszijds om de pH te regelen. Op deze aspecten wordt uitvoerig ingegaan in hoofdstuk 6.

4.5

Pompen

Een schematisch overzicht van de installatie met de te plaatsen pompen en de volumedebieten is in figuur 4.4 weergegeven.

Het vloeistofdebiet, dat door de twee reactoren stroomt, zal ongeveer 104 m3/d blijken te bedragen (bestaande uit influent en recirulatie). De opvoerhoogte zal niet groter zijn dan enkele tientallen meters. Bij deze condities valt de keuze voor de pompen op centrifugaalpompen [10]. De verschillende pompen en de regeling van de vloeistofdebieten worden in de onderstaande paragrafen besproken.

4.5.1

Inpompen in BAS reactor

Er wordt aangenomen, dat de recirculatiestroom uit de FB reactor geen druk verliest ten gevolge van wrijving in de leiding tussen de BAS en de FB reactor. De aangeboden druk van pomp 2 is gelijk aan de opvoerhoogte van de FB reactor. Het door pomp 2 te overwinnen drukverschil is het verschil in opvoerhoogte tussen de BAS reactor en de FB reactor. Dit drukverschil zal klein zijn, zodat pomp 2 vooral een verplaatsingspomp is.

4.5.1.

Op druk brengen van het centraatwater

De vloeistofstroom aan de zuigkant van pomp 2 bezit de hydrostatische druk van de FB reactor (zie boven). Het centraatwater wordt door pomp 1 op deze druk gebracht.

Er is aangenomen dat het centraatwater zonder hydrostatische druk uit de centrifuge van het slibverwerkingsbedrijf komt. Het drukverschil over pomp 1 is groter dan dat over pomp 2, terwijl het te verpompen volumedebiet veel kleiner is.

4.5.3 De

aanvoer van het koelwater

Het koelwater wordt op druk gebracht en gedoseerd met pomp 3. Het ingebrachte debiet wordt geregeld aan de hand van de temperatuur van de reactorinhoud van de FB reactor. Bij de

berekeningen wordt gesteld dat het koelwater zonder hydrostatische druk wordt geleverd. De drukval over pomp 3 is gelijk aan de hydrostatische druk van de FB reactor.

4.5.4

Het inpompen in de FB reactor

De superficiële vloeistofsnelheid in de FB reactor moet constant zijn. Dit vereist dat de

vloeistofstroom die in de FB reactor wordt gepompt een constant debiet heeft. Hiertoe wordt de reactorinhoud van de FB reactor extern gerecycled, zodat fluctuaties in het uitgaande debiet van de BAS reactor of het koelwaterdebiet kunnen worden opgevangen door de externe

recirculatiestroom van de FB reactor aan te passen.

)

4.5.5 Afvoer naar de A-trap

In de huidige installatie wordt het overloopwater samen met het centraatwater door een 600 m lange leiding naar de A-trap gevoerd. Daarom is aangenomen dat de capaciteit om het effluent van de deelstroombehandeling naar de A-trap te verpompen reeds aanwezig is.

4.5.6 Oe controle-elementen binnen de installatie

De pH en de temperatuur zijn voor de omzettingen essentieel· en dienen te worden gecontroleerd. Hiertoe worden in de BAS en de FB reactor pH- en temperatuursensoren aangebracht. Indien de pH in de reactoren van de gewenste waarde afwijkt (of de temperatuur in de BAS reactor niet optimaal is), dient de recycleverhouding van de BAS reactor naar de FB reactor te worden gewijzigd. De recycleverhouding kan worden ingesteld (met het door de sensoren afgegeven signaal) door pomp 2 meer of minder vloeistof te laten verpompen; het werkdebiet van pomp 2 verandert, waarna de aangezogen recyclestroom vanuit de FB reactor toe- of afneemt.

Er moeten veiligheidskleppen worden geïnstalleerd die sluiten als binnen de installatie een lek ontstaat. De veiligheidskleppen worden aangestuurd door signalen die afkomstig zijn van druksensoren, welke in de BAS en FB reactor zijn aangebracht. Indien de (hydrostatische) druk afneemt, worden de kleppen gesloten en de pompen 2, 3 en 4 uitgezet. Het influent wordt in dit geval omgeleid naar de A-trap door de pijp waar normaliter de recycle van de FB naar de BAS reactor stroomt.

4.5.7 Regeling van de stromen binnen de installatie

Er zijn een aantal gedachtenexperimenten uitgevoerd om na te gaan of de boven beschreven pomp- en regelconfiguratie voldoet. Uit de gedachtenexperimenten zijn de volgende

overwegingen naar voren gekomen.

• Een verandering in het influent van de installatie wordt gecompenseerd door de terugvoer van de FB reactor naar de BAS reactor aan te passen. Dit proces hoeft niet te worden gecontroleerd of gestuurd, omdat het werkdebiet van pomp 2 constant is.

• Het debiet, dat de installatie verlaat, is de som van het centraatwater- en het

koelwaterdebiet. Een verandering in de recycleverhouding heeft geen effect op de grootte van deze stroom. De stroom, die de installatie verlaat, hoeft niet te worden gecontroleerd.

• Als er (tijdelijk) geen centraatwater aan pomp 1 wordt aangeboden, dient pomp 1 te worden uitgeschakeld. Het is niet noodzakelijk ook de pompen 2, 3 en 4 dit ogenblik uit de zetten. Pomp 2 blijft de recyclestroom in de BAS reactor pompen zodat de procesvoering door kan gaan. De uitgaande stroom is nu gelijk aan het koelwaterdebiet.

•

Indien pomp 2 uitvalt, heeft dit geen effect op de werking van pomp 4. Het werkdebiet van deze pomp verandert niet, doordat nu meer vloeistof uit de FB reactor extern wordt

gerecirculeerd; pomp 4 start met het rondpompen van de reactorinhoud van de FB reactor. Het influent wordt automatisch omgeleid naar de A-trap.

• De externe omloop van de FB reactor dient als bypass voor de vloeistofstroom uit de BAS reactor indien pomp 4 uitvalt. Hierdoor bestaat er geen gevaar voor de opbouw van een exceptioneel hoge druk in dit punt van de installatie.

• Als er geen koelwater beschikbaar is, loopt de temperatuur in de reactoren op indien er geen maatregelen worden getroffen. Het is noodzakelijk de invoer in de BAS reactor stil te leggen door pomp 2 te stoppen.

• De laagste aanzuigdruk is de atmosferische druk (die bij pomp 1 heerst). De dampdruk van water bedraagt bij de procestemperatuur 4 kPa, zodat er geen gevaar voor cavitatie in de pompen is.

,-i

,...I

5

Uitgangspunten voor het ontwerp

5.1

Exogene gegevens

5.1.1 Kapaciteit installatie Aantal bedrijfsdagen per jaar: Aantal bedrijfsuren per dag:

( 3çS 24

5.1.2 Specificatie deelstroom: centraatwater centrifuge

Bij het fabrieksvoorontwerp is uitgegaan van een gegeven samenstelling van de te behandelen deelstroom afkomstig van de slibverwerking (het centraatwater). De samenstelling is opgesomd in tabel 5.1. Er is aangenomen dat deze samenstelling constant is in de tijd.

Tabel 5.1: Samenstelling van het centraatwater de te behandelen vloeistofstroom

bestanddeel concentratie

BZV-atu 190 mg02/1

CZV 905 mg02/1

ammoniak (NH4 +) _{1200 mgN/1}

waterstofcarbonaat (He0₃-> 9100 mg/I

vluchtige vetzuren 100 mg/l

zwevende stof 350 mg/l

sulfide (52-) 5 mgS/1

fosfaat 60 mgP/1

Bij tabel 5.1 moet worden opgemerkt, dat het zuurstofverbruik van de ammoniakoxidatie niet is verdisconteerd in BZV-atu. De component BZV-atu bestaat uit het zuurstofverbruik van de oxidatie van de aanwezige vluchtige vetzuren. De zwevende stof is biologisch niet te oxideren.

De temperatuur van het centraatwater is gemiddeld 30°C, terwijl de pH 7.9 is. De te behandelen deelstroom heeft een volumedebiet van 1000 m3

_ld.

_{Bovenstaande gegevens zijn door het}

zuiveringsschap HEW geleverd [14]. 5.1.3 Situering van de installatie

Er wordt aangenomen dat de beide reactoren zich op het terrein van het slibverwerkingsbedrijf Sluisjesdijk zullen bevinden.

5.1.4 Enthalpie

Voor de massa en de warmtebalans is ervan uitgegaan dat het influent uit water bestaat. De reactie-enthalpie van de nitrificatie is 8Hr -323 kJ/moINH₄+.

De denitrificatie kan op twee manieren verlopen:

•

groei en substraatomzetting:

•

geen groei; alleen substraatomzetting:

8Hr

=

-585 kJ/molN0 3-t.Hr

=

-550 kJ/moIN0_3' Alle reactie-enthalpieën zijn berekend in bijlage A.G.

5.1.5 Gegevens over de benodigde utilities

Er wordt aangenomen dat koelwater aanwezig is met een temperatuur van 15°C.

.)

j

Er wordt verondersteld, dat het afgas van de beide reactoren wordt verwerkt door een reeds aanwezige gaswasinstallatie op het terrein van het slibverwerkingsbedrijf.

5.2

Endogene gegevens

5.2.1 Fysische constanten

De volgende fysische constanten (bij 20°C) zijn bij dit ontwerp gebruikt [6]: Cp,lucht 1.007 kJ/(kg·K) soortelijke warmte lucht

CP,water 4.1850 kJ/(kg·K) soortelijke warmte water

alucht 2.389.10- 5 m2/s thermische diff coëf lucht (40°C) 'Y\ucht 1.402 6Hv ,water 22.6.10 5 DC,water 1.60.10-9 DO,water 2.33.10-9 HC 1.3634 HO 32 Ttwater 0.8.10 3 Ttwater 1.7· 10-5 "staal 80.4 "air 0.026 Mammoniak 17.03 Mkooldioxide 44.01 Mstikstof 28.02 Mwater 18.02 Mzuurstof 32.00 Po 101325 R 8.314.10 3 Plucht 1.2 Pwater 998 fC,lucht 0.03 rO,lucht 20.85 5.2.2 Materiaalkeuze J/kg m2/s m2/s kmolG/kmolL kmolG/kmolL Pa s Pa s J/(s·m·K) J/(s·m·K) kg/kmol kg/kmol kg/kmol kg/kmol kg/kmol Pa kJ/(kmol·K) kg/m 3 kg/m 3 %v/v %v/v ratio Cp/Cv verdampingswarmte water diff coëf kooldioxide in water diff coëf zuurstof in water Henry coëf kooldioxide in water Henry coëf zuurstof in water viscositeit water (30 °C) viscositeit lucht warmtegeleidingscoëfficiënt staal warmtegeleidingscoëfficiënt lucht molecuulmassa ammoniak molecuulmassa kooldioxide molecuulmassa stikstof molecuulmassa water molecuulmassa zuurstof atmosferische druk, gasconstante

soortelijke massa lucht soortelijke massa water

volumefractie kooldioxide in lucht volumefractie zuurstof in lucht

De reactoren worden, zoals gebruikelijk voor dit soort reactoren, vervaardigd van Roestvast Staal (RVS). Het RVS is aan de binnenkant van de reactor gecoat met een kunststof beschermlaag tegen de min of meer aggressieve omstandigheden (zuur en basisch milieu) die in de reactoren heersen [13]. In de praktijk blijkt deze combinatie van constructiematerialen corrosiebestendig [13].

5.2.3 Explosiegevaar

Aan de denitrificatiereactor wordt methanol toegevoegd. Omdat methanol licht ontvlambaar is dienen er voorzorgsmaatregelen te worden genomen bij de opslag en het transport van methanol. De relevante gegevens van methanol zijn ondergebracht in bijlage F [16].

5.2.5 Biochemische parameters

Bij dit voorontwerp zijn de volgende biochemische parameters gebruikt [1 3): BAS reactor

dikte biofilm dbiofilm = 200 ~m

3

v

concentratie organische stof in de film Cx,film=.80.kgXj.m .. , '"

çv\

v. IJ.

biomassaconcentratie in BAS reactor '- Cx = 15 kgX/m 3 ..--_ )

-maximale omzettingssnelheid van ammoniak qn":;;' . 51<gN"!<kgx'd)

Michaelis-Menten constante zuurstof Michaelis-Menten constante stikstof

km 0

=

0.5

g/m

3 . 3 km.n

=

1

gim

FB reactor biomassa concentratie omzetti ngssnel he id

ex

= 40 kgX/m 3 vmax

=

0.270

kgN/kgX· d

5.3

Aannames

De volgende aannames zijn als uitgangpunt voor het ontwerp genomen.

• Er wordt gesteld, dat de omzetting van ammoniak tot stikstofgas verloopt via oxidatie tot en reductie van nitraat.

•

In principe is ook de oxidatie tot nitriet en vervolgens reductie van nitriet mogelijk. Als deze reactieroute wordt gevolgd, wordt er minder zuurstof geconsumeerd en is de invloed van de omzetting op de pH binnen de reactoren kleiner ten opzichte van de omzetting via nitraat [13]; ze is, met andere woorden, gunstiger. Het verwaarlozen van deze omzetting maakt het ontwerp in dit opzicht tot een "worst case" benadering.

De omzetting van sulfide en BZV behoeft in vergelijking tot de omzetting van ammoniak weinig zuurstof (zie bijlage Al). Daarom is gesteld dat de zuurstofconsumptie in de reactor volledig wordt veroorzaakt door de omzetting van ammoniak.

, j

-'

J

6

Proceskondities

6.1

BAS reactor: druk

De druk in de BAS reactor is een belangrijke parameter bij de stofoverdracht van gas-naar

vloeistoffase. Tussen de druk in de BAS reactor en de hoogte bestaat een lineair verband. Er wordt aangenomen dat bovenin de reactor de atmosferische druk heerst en dat het dragermateriaal geen invloed heeft op de druk in de reactor.

Pbas

=

Po

+

Pwater . g . (Hr - h) . (1 - e) [6.1] De druk is afhankelijk van de gashold-up, die evenredig is met de superficiële gassnelheid volgens

[3]:

E=2.1

·

v

_sup

6.2

BAS reactor: kinetiek

6.2.1 Metabolisme nitrificeerders

[6.2]

Het metabolisme van de nitrificeerders in de BAS reactor kan in geval van biomassavorming als volgt worden weergegeven (zie bijlage 8.5.1):

NH/

+

1.86°₂

+

1.98 HC0₃' - )

0.98 N0₃'

+

0.1 CH1.SNO,200,5

+ 2.9

H20

+

1.88 CO2

[6.3]

In de steady state stelt zich een evenwichtsconcentratie biomassa in, waarbij de micro-organismen vrijwel alle energie die vrijkomt bij de ammoniakoxidatie nodig hebben voor celonderhoud

(maintenance) en er nauwelijks biomassa wordt gevormd.

De hoeveelheid biomassa, die in dit geval wordt gevormd, compenseert de geringe afslag van biomassa van de carriers. De biomassaconcentratie blijft constant, omdat de afgeslagen biomassa uitspoelt.

De yield van biomassa op ammoniak is in deze situatie kleiner dan 0.1 kmolXjkmolN. Omdat de yield toch al klein is, wordt [6.3] als reactievergelijking voor ammoniak gebruikt.

6.2.2 Kinetiek nitrificatie

De kinetiek van de ammoniakoxidatie wordt beschreven met het Michaelis-Menten model. De omzettingssnelheid is hierbij afhankelijk van de substraatconcentraties volgens [7]:

[6.4]

V i

=

V max,i • K

,+

C-mi I

v =q.

C

max,i i X

[6.5]

De reactiesnelheid is onafhankelijk van ammoniak- en zuurstofconcentratie, indien deze

concentraties veel groter zijn dan de Michaelis-Mentenconstanten, respectievelijk Km,n en Km,o' De reactie verloopt dan volgens nulde-orde kinetiek. Als de concentratie in de orde-grootte van Km

ligt, ligt de reactie-orde tussen 0 en 1. Is de concentratie veel kleiner dan Km, dan wordt de reactiesnelheid lineair afhankelijk van de concentratie (er geldt eerste orde kinetiek). De concentratie van ammoniak (respectievelijk zuurstof) in de bulk bepaalt welk van deze kinetiekmodellen geldt. Indien de concentratie veel groter is dan Km wordt nulde-orde kinetiek aangenomen.

Deze laatste aanname wordt op basis van de bulkconcentratie gedaan. In de biofilm zal altijd een klein gedeelte van de omzetting in het concentratieafhankelijke gebied plaatsvinden, omdat in de biofilm de concentratie door de omzetting daalt. Deze conce'ntratie-afhankelijkheid wordt

)

-"

verwaarloosd, omdat het grootste deel van de omzetting plaatsvindt in het nuide-ordegebied. Hierdoor zal de effectiviteit van de biofjlm niet veel verschillen van het resultaat van de berekening met aangenomen nulde-orde kinetiek [7].

6.2.3 Afhankelijkheid van ammoniakconcentratie

De ontwerpconversie van de installatie wordt gesteld op 98%, waardoor de uitgaande

ammoniakconcentratie 20 mg/I wordt (op basis van een uitgaand debiet van 1000 m 3/d). Deze concentratie ligt ver boven Km.n' die een waarde heeft van 1 mg/I. Er geldt in de BAS reactor dus nulde-orde kinetiek.

6.2.4 Afhankelijkheid van zuurstofconcentratie

De zuurstofconcentratie in de vloeistoffase van de reactor is niet a priori bekend, maar wordt berekend met progammatuur geschreven in Turbopascal (bijlage B). Als de concentratie in de bulk wordt vergeleken met de Michaelis-Mentenconstante voor zuurstof Km.o blijkt de concentratie veel groter te zijn. Ook hier is het aanhouden van nulde-ordekinetiek gerechtvaardigd. Op basis van deze kinetiek en de daaruit volgende indringdiepte, wordt de inwendige effectiviteit (Ttei) van de biofjlm berekend. De volgende formules worden gebruikt [7]:

Vmax • Rp2 <\12

=

...,....",.---="::"=':"-"'----=--1 8 . Do film . Co Ttei

=

-1.5 • (1 -Ttei)O.67

+

1.5

-

~

[6.6] [6.7]

Indien de effectiviteit bekend is, kan men berekenen of de gewenste omzetting wordt behaald bij een gegeven biomassaconcentratie en reactorvolume.

6.3

BAS reactor: warmteoverdracht

De nitrificatie is een exotherm proces. De geproduceerde warmte wordt op drie verschillende manieren afgevoerd, te weten:

•

opname van warmte door de vloeistofstroom door de BAS reactor • uitwisseling met de omgeving via de reactorwand

• uitwisseling met de luchtstroom in de BAS reactor

De warmteopname door de vloeistofstroom levert door de grote warmtecapaciteit van water en het grote debiet door de reactor de grootste bijdrage. De warmte-overdracht naar de omgeving is niet relevant (zie bijlage A.7).

In bijlage A.3 is berekenáwelke termen van de warmte-uitwisseling met de luchtstroom een relevante zijn voor de temperatuur van de reactorinhoud. Het warmte-effect van de uitwisseling met de proces-luchtstroom kan worden opgedeeld in twee bijdragen: ten eerste heeft de ingaande lucht door de voorafgaande compressiestap een hoge temperatuur. De lucht zal afkoelen tot reactortemperatuur en dus warmte afgeven. Daarnaast komt de lucht droog de reactor binnen en verlaat deze verzadigd met waterdamp, waardoor warmte wordt opgenomen. Het verrichten van arbeid door de expansie van de luchtbellen veroorzaakt geen warmte-effect: de expansie verloopt adiabatisch [13].

6.4

BAS reactor: stofoverdracht

In de BAS reactor vindt overdracht van zuurstof van gas- naar vloeistoffase en van vloeistoffase naar biofilm plaats, terwijl het transport van kooldioxide in de omgekeerde richting verloopt.

6.4.1 Zuurstofoverdracht

De zuurstofoverdracht van gas naar vloeistoffase kan geziel"! worden als overdracht door een filmlaag in de vloeistoffase. De drijvende kracht achter het transport is het verschil tussen de

~!

evenwichtsconcentratie, die wordt berekend met de wet van Henry, en de

(bulk)zuurstofconcentratie in de vloeistoffase. De concentratie in de gasfas~ is afhankelijk van de druk. Bij de berekening van de concentratie met behulp van de massabalans is de druk op halve hoogte gebruikt. In bijlage A.2 wordt aangetoond dat dit is geoorloofd.

De grootte van de stofoverdracht wordt gegeven door [7] OTR . V

=

k . (Y 0 _{9 •} p(Hj2) -

c ).

_V

r O m .R.T Ol r

o [6.8]

Het overdrachtsgetal is rechtevenredig met de superficiële gassnelheid in de BAS reactor [3]:

[6.9]

6.4.2

Kooldioxideoverdracht

De overdracht van kooldioxide in de BAS reactor tussen gas- en vloeistoffase verloopt analoog aan de overdracht van zuurstof, met dien verstande dat de Henry-Coëfficiënt en de

overdrachtscoëfficiënt een andere waarde hebben.

De overdrachtscoëfficiënt volgt uit een relatie voor het Sherwood-getal voor bellen in een bewegend medium [7]:

Sh kc' db

=

2

+

0.31 .

~b3

. Dr ' g p .33

cOc water \. TIl' 0 cawter )

[6.10] Door de tweede term met behulp van de verschillende constanten te berekenen (de beldiameter db is ongeveer 6 mm [7]) blijkt, dat deze term veel groter is dan 2. Omdat de stofoverdracht van kooldioxide onder dezelfde omstandigheden plaatsvindt als de overdracht van zuurstof, zijn alle constanten in [5.11], met uitzondering van de diffusiecoëfficiënt, voor beide gevallen gelijk. Uit de bovenstaande overwegingen volgt dat voor de verhouding in de bijbehorende

Sherwoodgetallen kan worden geschreven:

S~o = ~o: ~c

water

=

r!60wterp.33

S e c 0 water \.0 owater)

[611] Het overdrachtsgetal is het product van de overdrachtscoëfficiënt en het beloppervlak per volume-eenheid. Omdat het beloppervlak waardoor transport plaatsvindt bij zuurstof- en

kooldioxideoverdracht even groot is, is de verhouding van de'overdrachtsgetallen gelijk aan die van de overdrachtscoëfficiënten.

6.4

.

3

Stof transport naar en in de biofilm

Er is aangenomen dat de overdracht van de vloeistoffase naar de biofilm zonder weerstand

verloopt. Er is dus geen grenslaag om de biofilm en de uitwendige effectiviteit voor stofoverdracht

(llee) is 1 . n. € e .

Het stof transport in de biofilm wordt verzorgd do r Knudsendiffusie. ngeveer 20% van het volume van de biofilm wordt ingenomen door micro-o . ierdoor wordt

diffusiecoëfficiënt in de biofjlm 80% van die in water. Deze benadering is algemeen aanvaard [13].

6.5

BAS

reactor: menging

.. ~ ...

Er is aangenomen dat zowel gas-als vloeistoffase(;deaal gemen~zijn. Beide stromen circuleren (gedeeltelijk) door aanwezigheid van de

downcom

~r~

-

waare

~

menging van de gehele

reactorinhoud met de inkomende stroom plaatsvindt. In bijlage AA wordt aangetoond dat deze

aannames zijn gerechtvaardigd. ti I . ~ {.

~

IA

{oe

t

~

e..

c,

t

l.w

0",\

«

e

>

ne

0

Jo

o

t

?eJ

-'

6.6

FB reactor: kinetiek

6.6.1 Metabolisme denitrificeerders

In de FB reactor wordt het in de BAS reactor geproduceerde nitraat omgezet in moleculaire

stikstof. In het geval dat er biomassa wordt gevormd, is de omzetting als volgt weer te geven (de reactievergelijking is afgeleid in bijlage A.5.2):

0.05 NH4+ + N0₃· + 1.008 CH₃0H + 0.192 CO 2->

0.5 N2 + 0.25 CH1.SNO.200.S+ 0.95 HC03-+ 1.417 H20 [6.12]

Bij de afleiding van de reactie is de yield van biomassa op nitraat op -0.25 kmoIX/kmoIN0_3· gesteld. Alle NH_{4 +-N wordt in de biomassa ingebouwd, terwijl de N0 3--N in moleculaire stikstof} wordt omgezet. Methanol dient als electronendonor.

Net als bij de nitrificatie komt er bij de denitrificatie een moment waarop er zoveel biomassa is gevormd, dat er geen groei plaatsvindt. De omzetting van nitraat naar moleculaire stikstof is in dit geval:

5 1 1 _+7

N03-_{+'6CH30H+'6C02->ïN2+ HC03 '6 H20} [6.13]

Omdat de methanolconsumptie in beide gevallen nogal verschilt, zijn in het ontwerp beide mogelijkheden uitgewerkt.

6.6.2 Kinetiek denitrificatie

De kinetiek van de denitrificatiereactie is complex. Uit de literatuur blijkt dat het proces uit een aantal volgstappen bestaat, waarbij nitraat eerst tot nitriet wordt gereduceerd, dat vervolgens tot stikstof wordt omgezet. De nitrietomzetting wordt geïnhibeerd door nitraat [11].

Omdat modelleren van de denitrificatiekinetiek te ver voert, is de reductiesnelheid op een volgens de literatuur voor een fluïd bed gangbare waarde gesteld; er is nulde-ordekinetiek aangenomen. De reductiesnelheid is 0.270 kgN/(kgX·d) [13]. Met de invloed van de concentratie van nitraat en andere reactanten of intermediairen is dus geen rekening gehouden.

6.7

FB reactor: warmteoverdracht

De warmteafvoer in de FB reactor is te verdelen in drie componenten: • opname van warmte door de vloeistofstroom door de FB reactor • de opwarming van het koelwater

• uitwisseling met de omgeving via de reactorwand

Net als bij de BAS reactor is de overdracht naar de omgeving relatief klein ten opzichte van de opname van warmte door de uitgaande vloeistof- en koelwaterstroom (zie bijlage A.7).

Er is nog een kleine bijdrage aan de koeling van de reactorinhoud door verdamping van water, waardoor het gevormde stikstofgas wordt verzadigd. Uit bijlage A.3.2 blijkt dat in de BAS reactor de bijdrage aan de koeling door verdamping relatief klein is. Omdat in de FB reactor de gasstroom veel kleiner is dan in de BAS reactor, zal de koeling door verdamping ook kleiner zijn. Om deze reden is in de FB reactor de koeling door verdamping van water verwaarloosd.

~l J .J

1°

7

Dimensionering

7.1

Inleiding

De reactoren zijn gedimensioneerd met behulp van zelf geschreven programmatuur in Turbo Pascal. De uitdraai hiervan is in het verslag opgenomen als bijlage B. Hierna volgt een

uiteenzetting van de strategie die is gevolgd bij de dimensionering van de reactoren.

Om het programma te verduidelijken zijn de verschillende berekeningen èn in het rapport èn in het turbopascalprogramma (tussen accolades) genummerd. Als in het rapport een bepaalde berekening wordt behandeld, is de corresponderende plaats in het programma eenvoudig op te zoeken. De in het programma gebruikte procedures zijn op analoge wijze met letters aangeduid.

7.2

Conversie en productie

Het ontwerpen van beide reactoren start met de berekening van de consumptie (respectievelijk productie) per dag van de relevante reactiecomponenten, zoals bicarbonaat, kooldioxide en zuurstof {1 ,2}. Dit doet men door de grootte van de gewenste ammoniak- en nitraatomzetting te definieren, waarna met behulp van de reactiestoechiometrie de omzetting van een component per dag vastligt. Bij dit reactorontwerp wordt de ammoniak- en nitraatconversie op respectievelijk 98%

en 95% gesteld.

De warmteproductie per dag wordt op dezelfde manier berekend, met dit verschil dat er wordt vermenigvuldigd met de reactie-enthalpie in plaats van met de reactiestoechiometrie. In tabel 7.1 is een overzicht gegeven van de productie van warmte en conversie van reactanten in de BAS en de FB reactor. De waarden in het geval van afwezigheid van biomassaproductie in de FB reactor zijn eveneens opgenomen {2a}.

Tabel 7.1: Productie van reactanten en reaktiewarmte per dag in de beide reactoren in twee

gevallen: als er biomassa wordt geproduceerd en als groei afwezig is. reactor component met biomassaproductie zonder

biomassaprod uctie (kmol/d) of (MJ/d) (kmol/d) of (MJ/d) BAS ammoniak (NH4+) -84

-zuurstof (02) -156

-bicarbonaat (HC03-) -166

-kooldioxide «(02) 188

_-

-warmte 27e3 -FB nitraat (N03-) -80 -80 stikstof (N2) 40 40 bicarbonaat (HC03-) 80 80 kooldioxide (C02) -15 -1 3 methanol (CH30H) -81 -67

warmte 45e3 44e3

Indien er in de FB reactor biomassa wordt geproduceerd, wordt een kleine hoeveelheid (4 kmoljd) ammoniak geconsumeerd. Omdat de geconsumeerde hoeveelheid klein is, wordt hiermee in de berekeningen geen rekening gehouden.

:c 0. . ·i· ... · 0\ 0, ,o~: :. '': / .

Figuur 7.1: De pH in de BAS en FB·reactor als functie van de recycleverhouding 1 1

10

9

8

•

•

•

•

•

•

•

•

71

8 9 10 1 1 12 13 14 15 Ree ~--pH BAS - - - 0 - pHFB .~ I v

c

c

c

c

C

l

--

-~--

I

C

,

...J

--

-

-7

i I \

\

\

J

-i

VlAai

~O5

C- /

P

r-v (.,Lu c l ( r

ei

I3rrs

-

'l. """',,\

ti

(01

,,",OGl"1

J ""

h

a.(

"-"0 \

v-- \I.)

pO'

_{e;,: "-k"J I.~ ""'\)\} (' 0 "l \)'f

=j

~(.U<v: .

jVO~

-..:.... 1=

0 ~1. <J '-' 't- )\" .... .:l \

HC

()~

-

vr~'

VÎGA- vo~~

pH

I

w.d

Cj-<-LV<-" ~u.,-",,-~er J. ho~

...

f!.<.V'-e""~ï'6,,",,Ql (01.

_"""d-<7

_{Ja"" ,""'-" \}

7.3

Recycling

}1(O}~ b;",,--I.

Uit de berekening van de verschillende consumptiehoeveelheden blijkt, dat -de volgende problemen zich voordoen.

• Met het influent wordt onvoldoende waterstofbicarbonaat meegevoerd (149 kmol/d) om aan

de vraag naar bicarbonaat in de BAS reactor (167 kmol/d) te voldoen.

• Er is in de FB reactor is niet genoeg carbonaat (C0_2,1) aanwezig om de denitrificatie in

voldoende mate te laten verlopen. De aanvoer van carbonaat in de stroom uit de BAS reactor is te klein.

De oplossing van deze problemen ligt in het recyclen van het effluent van de FB reactor naar de

BAS reactor

{n.

Als de recycling wordt toegepast, gebeurt namelijk het volgende:

•

In de FB reactor wordt waterstofcarbonaat geproduceerd. Het effluent van de FB reactor

bevat veel waterstofcarbonaat, dat door de recycling in de BAS reactor wordt geleid. De toevoer van waterstofcarbonaat wordt hierdoor verhoogd.

• Er wordt door de nitrificatie kooldioxide geproduceerd, waardoor de

kooldioxideconcentratie in de BAS reactor hoog is. Als het vloeistofdebiet van de BAS naar de FB reactor (door recycling) wordt verhoogd, stijgt de toevoer van kooldioxide naar de FB reactor.

De recycleverhoudingen, waarbij respectievelijk voldoende waterstofcarbonaat en kooldioxide

worden getransporteerd, verschillen natuurlijk. Om aan beide voorwaarden te voldoen moet de

hoogste van de twee ratio's als minimum ontwerpratio worden gekozen.

De bepaling van de gewenste recycleverhouding is uitgevoerd door de waterstofcarbonaat- en de kooldioxideconcentratie te berekenen bij verschillende recycleverhoudingen {respectievelijk 10.

20}. Indien het transport van een van de twee componenten onvoldoende was, resulteerde dit in een foutmelding.

Als beide componenten in voldoende mate aanwezig zijn voor de omzetting -i.e. als de minimale recycleverhouding is ingesteld-, dan blijkt de zuurgraad in deFB reactor voor de denitrificatie ongunstig te liggen. De ontwerp-recycleverhouding wordt groter gekozen dan de voor het component transport minimaal benodigde, zodat de pH's op het gewenste niveau worden

gebracht {21J. De pH's van de BAS en FB reactor als functie van de recycling rate zijn weergegeven in figuur 7.1.

De ontwerp-recycleverhouding heeft een waarde van 11, waarbij de pH in de BAS reactor en de FB reactor een waarde hebben van 7,6 en 8,3.

Voor de bepaling van de waterstofcarbonaat- en kooldioxideconcentratie zijn een aantal opmerkingen van belang. Deze worden in de onderstaande paragrafen behandeld. Bij de

berekeningen van beide concentraties is uitgegaan van de massabalansen over de BAS- en de FB reactor.

7.3.1 Bepaling waterstofcarbonaatconcentratie {10J

Er vindt geen overdracht van waterstofcarbonaat plaats tussen vloeistof- en gasfase. Bij de

berekening van de waterstofcarbonaatconcentratie (zie tabel 7.2) hoeft dus geen rekening te

worden gehouden met overdracht. Als de superficiële gassnelheid wordt gevarieerd (en dus de overdracht van vluchtige componenten verandert), blijft de waterstofcarbonaatconcentratie constant.

Het zuur-base-evenwicht CO₂/HC0_3' heeft geen effect op de waterstofcarbonaatconcentratie (als

er bijvoorbeeld meer carbonaat wordt gestript). Dit zou alleen het geval zijn als de pH op een bepaalde vaste waarde wordt gesteld; bij een bepaalde carbonaatconcentratie zou dan een

.'

.

.

..

. -.' , .

. -...

.

'

. ~ . .~ , .. . ... , • I ' ' •

. Figuur 7.2: De temperatuur in de BAS en FB reactor als functie

van het koelwaterdebiet

40

T

39

38

~ 37 u ~ 36

I-35

34

33

32

~

______

~

________

~

________

~

______

- r ______ _ _

500

.

600

700

800

900

koelwaterdebiet (m3/d) ..

- - - -

-

---_.

_----

--,..~---.-_._--- ----"C Q) ~ Q) s:: lil

Figuur 7.3: De minimale superficiële gassnelheid t.b.v. zuurstofoverdracht en de gekozen gassnelheid 1 0

8

1000

• BAS - - - 0 - FB III~ 6 tt$1II Ol ...

o

- - - minimale vgs Q,lE 7(ii~ ₄ 'ü - - - 0 - gekozen vgs 1+= ~ Q) 2 a. ::l VI 0 0

.

.

' :'

----

-

--.

---,

-100

~oo Reactorvolume (m3)

300

400

: '

.-

_.. .'. ~. ~ \. : ' .. :: : .. ' C-I I

c

c

c

o

,

-~

evenwichtsconcentratie aan waterstofcarbonaat horen. In deze case study worden de twee concentraties berekend met twee afzonderlijke massabalansen, waaruit de pH volgt.

7.3.2 Bepaling kooldioxideconcentratie {20l BAS reactor

De invloed van een variatie in de recycleverhouding op de kooldioxideconcentratie in de BAS reactor blijkt gering te zijn. De verklaring ligt in het feit dat de overdracht naar de gasfase veel groter is dan de hoeveelheid kooldioxide, die extra wordt afgevoerd door de vergroting van de uitgaande vloeistofstroom.

Het volume van de BAS reactor, met name de reactorhoogte, heeft wèl invloed op de

kooldioxideconcentratie via de overdracht van kooldioxide naar de gasfase. Op de bepaling van het benodigde reactorvolume wordt in paragraaf 7.5 teruggekomen.

FB reactor

In de kooldioxidebalans over de FB reactor wordt rekening gehouden met het strippen van kooldioxide door het geproduceerde stikstofgas. Bij de berekening van de hoeveelheid gestript kooldioxide, is aangenomen dat het stikstofgas is verzadigd met kooldioxide. De concentratie in het stikstofgas is berekend door aan te nemen dat de Henry-coëfficiënt dezelfde is als die tussen lucht/kooldioxide in water. Hierbij is in overweging genomen dat lucht voor ongeveer 80% uit stikstof bestaat. Er wordt 40 kmoljd stikstof geproduceerd, waardoor 0.51 kmoljd kooldioxide wordt gestript. Ter vergelijking: er wordt door de micro-organismen 13 kmoljd kooldioxide geconsumeerd. Het gaat dus om een relatief kleine hoeveelheid.

7.4

Temperatuur {16}

De temperaturen in beide reactoren zijn berekend met behulp van de warmtebalans, waarin rekening wordt gehouden met warmteproductie door de omzettingen en de warmte-overdracht naar de vloeistoffase vanuit de gecomprimeerde lucht. In bijlage A.3 wordt aangetoond dat de bijdrage van de gecomprimeerde lucht wel relevant is. In bijlage A.7 wordt de warmte-overdracht naar de omgeving in de ontwerpsituatie berekend. Na vergelijking met de andere termen blijkt dat deze bijdrage mag worden verwaarloosd.

Het is wenselijk de temperatuur in de BAS reactor en FB reactor rond de 35°C te houden. Als er niet wordt gekoeld stijgt de temperatuur in de reactoren tot boven de 40°C, waarbij micro-organismen afsterven. De koeling vindt plaats door 7.7 . 102

m

3

/d

koelwater met een temperatuur van 15°( bij de FB reactor te voegen

18J.

Door de grote terugvoer van het effluent van de FB reactor wordt de BAS reactor voldoende gekoeld en maakt het nauwelijks uit aan welke reactor het koelwater wordt toegevoegd. De temperatuur in zowel BAS- als FB reactor als functie van het koelwaterdebiet zijn weergegeven in figuur 7.2.

7.5

Dimensionering BAS reactor

7.5.1 Reactorvolume

Het reactorvolume moet aan een aantal eisen voldoen. Deze zijn:

A De nitrificatie vergt zuurstof, die moet worden overgedragen uit de gasfase. De hoeveelheid zuurstof die wordt overgedragen is afhankelijk van de superficiële gassnelheid en het reatorvolume (via het beloppervlak en de gasgift). Aan de superficiële gassnelheid worden echter twee randvoorwaarden gesteld:

Ten eerste moet de superficiële gassnelheid groot genoeg zijn om de carrierdeeltjes te suspenderen.

De superfiCiële gassnelheid dient lager dan lOcmis te zijn, omdat anders luchtbellen via de secondary downcomer doorslaan naar de settler [13]. I;)e bellen, die in dat geval door de settler opstijgen, veroorzaken turbulentie waardoor carrierdeeltjes Uitspoelen.