Verwijdering van zwaveloxiden en stikstofoxiden uit rookgas, via het WSA-SNOX proces

(1)

•

w '" N adres:

~

., , . '. < ,"*( ... -= ... ,. ."

TU Delft

Technische Universiteit Delft

do

2i/y

9'~

/,.v.o.

Nr: 2896

i~

~Z Gf

'

~

Vakgroep Chemische Procestechnologie

Verslag behorende bij het fabrieksvoorontwerp

van

N.A. van Goor A.H.M. Versteeg

onderwerp:

Verwijdering van zwaveloxiden en stikstofoxiden uit rookgas, via het WSA-SNOX proces.

N.A. van Goor ./

Meerkoetlaan 28

1J32,4'

2623 NI Delft

I

opdrachtdatum: februari 1991 verslagdatum: februari 1992 A.H.M. Versteeg Annastraat 7 2611 VV Delft

(2)

•

Fabrieksvoorontwerp 2896 WSA-SNOX • Samenvatting.

• I

e

•

I

•

In het WSA-SNOX proces van Haldor Topsee worden zwavel-oxiden en stikstof-oxiden door middel van selectieve katalytische reductie uit de afgasstroom van een energiecentrale verwijderd. Daarbij wordt zwavelzuur geproduceerd.

Haldor Tops0e schrijft aan dit proces de volgende eigenschappen toe:

- Het proces is instaat om de stikstof-oxiden en de zwavel-oxiden tot ver beneden de huidige normen te verwijderen.

- Het proces produceert zwavelzuur dat geschikt is voor verder gebruik in de industrie. - Er wordt geen vorm van vervuiling verwisselt voor een andere vorm van vervuiling.

Het doel van dit fabrieksvoorontwerp was het onderzoeken van de beweringen van Haldor Topsoe over dit proces en het vergelijken van deze kosten met andere processen.

Gebleken is dat het goed mogelijk is om onder de huidige emissie normen te blijven.

De concentratie van het zwavelzuur dat door het proces wordt geproduceerd is 81 %. Dit betekent dat het alleen na verdere opwerking geschikt is voor verder gebruik in de industrie. Er wordt inderdaad geen vorm van vervuiling voor een andere vorm van vervuiling ingewisseld mits het zwavelzuur verder wordt opgewerkt, of er voor het zwavelzuur in huidige vorm een geschikte toepassing is.

Als gekeken wordt naar de economische aspecten van het WSA-SNOX proces vallen de hoge begin investeringen op. Het grootste deel (80 %) wordt opgeëist door de glazen buizen in de WSA-toren.

De economische aspecten van het proces zijn vergeleken met twee andere rookgas zuiverings-processen, te weten het Walther poces en het Linde Solinox Proces.' Gebleken is dat het Walther proces duurder uitvalt en het Linde Solinox goedkoper uitvalt dan het WSA SNOX proces.

(3)

•

Fabrieksvoorontwerp 2896 WSA-SNOX

•

Inhoud.

• 1 Inleiding. ...

1

2 Uitgangspunten voor het ontwerp.

. . .

.

. .

. . .

.

. . . .

.

. .

..

5

• 3 Proces beschrijving.

.

. . .

. .

.

. .

. . .

.

. . .

.

. .

. . . ..

9

3.1 Gasstroom. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 9

•

3.2 Stof-verwijdering. . . . 9

3.3 Selectieve Katalytische Reductie. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 9

3.3.1 Katalysator. . . . 9

3.3.2 Stoichiometrie en thermodynamisch evenwicht. . . . 11

•

3.3.3 Kinetiek . . . 11

3.3.4 Reactor. . . . 11

3.4 Heater. . . . . 13

3.5 Oxidatie van zwaveldioxide • . . . 13

•

3.5.1 Katalysator. . . . 13

3.5.2 Stoichiometrie en thermodynamisch evenwicht. . . . 15

3.5.3 Kinetiek . . . 17

•

3.5.4 Reactor. . . . . 17

3.6 Koeler. . . . 19

3.7 WSA-2 condensatie toren. . . . 19

3.7.1 Mist vorming . . . 19

•

3.7.2 Apparaat. . . . 21

4 Motivatie en berekeningen. ...

23

•

4.1 Algemene beschouwingen. . 4.2 Electrostatische precipitator. . . . . . 23 23 4.2.1 Apparaat keuze. . . . 23

(4)

-Fabrieksvoorontwerp 2896 WSA-SNOX

•

4.2.2 Dimensionering. . . . 25

4.2.3 Effecten van druk en temperatuur. . . . . 25

4.2.4 Effecten van de zwavelconcentratie. . . . 27

4.3 Koeler H4. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 27 4.3 Compressor C5. . . . ~ . . . 31 4.4 Stikstofoxide reductie. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 33 4.4.1 Simulatie. . . . 33

•

4.4.2 Katalysator keuze. . . . . 33 4.4.3 Apparaat keuze. . . . . 35 4.4.4 Ammoniak toevoer. . . . 35 4.5 Zwaveldioxide oxidatie • . . . 35

•

4.5.1 Simulatie. . . . 35 4.5.2 Apparaat keuze. . . . . 37 4.6 Koeler 89 . . . .. . . 39 4.7 WSA-2 toren. . . . . . . . 41

•

4.7.1 Temperatuur. . . . . 41 4.7.2 Nucleatie kernen . . . 45 4.7.3 Modellering. . . . . 45

• _{5 Massa- en warmtebalans. .}

_{. . .}

_.

_{. .}

_.

_{. . . .}

_{.. 56}

• 6 Overzicht specificatie apparatuur. ...

..

... .

. .

.

. . .

60

7 Kosten ...

67

7.1 Investeringen. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 67

•

7.2 Bedrijfskosten. . . . . 71

7.3 Vergelijking met andere processen. . . . . 73

7.3.1 Kosten berekening Walter proces. . . . . 73

7.3.2 Kosten berekening Linde-Solinox proces. . . . 73

• 8 Conclusies en aanbevelingen.

. .

. . .

.

. .

. . .

.

. .

.

. . .

.

75

•

_III

(5)

•

8.1

Ontwerp-doeleinden. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 75 8.2 Kosten vergelijking • . . . 77

8.2.1 Opgave van Haldor Tops0e . . . 77

8.2.2 Vergelijking met andere soortgelijke processen. . . . . 77

9 Symbolenlijst •...

79

• 10 Literatuur. . . .

. .

. . .

.

. . .

.

. . . ...

83

10.1 Algemene Literatuur . . . 83

10.2 NOx-reductie specifieke literatuur. . . . . . . . . . . . . . . . 85

•

10.3 SOx-oxidatie specifieke literatuur. . . . . 87

10.4 Octrooien. . . . 89

Bijlage A. Overzicht stromen. . . . . 91

•

_{Bijlage B. Mercury uitvoer voor de berekening van koeler H4. . . . . 95}

Bijlage C. ChemCAD report voor de berekening van compressor. . . . 107

•

Bijlage D. Mercury uitvoer voor de berekening van koeler H9. . . . . . .. 111

•

Bijlage E. Mercury uitvoer voor berekening van de WSA-toren. . . . 123

•

IV

(6)

I

•

• Figuren

Figuur 1 Figuur 2 Figuur 3 Figuur 4 Figuur 5 Figuur 6 Figuur 7 Figuur 8 Figuur 9 Figuur 10 Figuur 11 Figuur 12 Figuur 13 Figuur 14 Figuur 15 Figuur 16 Figuur 17 Figuur 18 Figuur 19

Schema van het WSA-SNOX proces. . . . 8 Conversie van S02 als functie van de temperatuur. . .. 14 Mist vorming als functie van hoeveelheid rook deeltjes. 18 'Wet Sulfuric Acid' condensatie toren. . . . . 20 Electrostatische precipitator. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 24 Temperatuursprofiel over de doorsnede van een buis. . . . 42 Temp. profiel voor één concentratie flash en één condensatie flash. .. 49 Zwavelzuur stroom voor één concentratie flash en één condensatie

flash . . . ' . . . 49 Temperatuursprofiel voor twee concentratie flashen en één condensatie

flash . . . 49 Zwavelzuur stroom voor twee concentratie flashen en één condensatie

flash . . . 49 Temperatuurprofiel voor één concentratie flash en twee condensatie

flashen. . . . . 49 Zwavelzuur stroom voor één concentratie flash en twee condensatie

flashen. . . . . 49 Temperatuurprofiel voor twee concentratie flashen en twee condensatie

flashen. . . . 51 Zwavelzuur stroom voor twee concentratie flashen en twee condensatie

flashen. . . . . 51 Temperatuurprofiel voor vier concentratie flashen en één condensatie

flash . . . 51 Zwavelzuur stroom voor vier concentratie flashen en één condensatie

flash . . . 51 Temperatuurprofiel voor vier concentratie flashen en twee condensatie

flashen. . . . 51 Zwavelzuur stroom voor vier concentratie flash en twee condensatie

flashen. . . . 51 Gebruikte filter. . . . 55

(7)

-•

• Tabellen

•

Tabel 1. Tabel 11. Tabel lIl. Tabel IV. Tabel V. Tabel VI. Tabel VII. Tabel VIII. Tabel IX. Tabel X. Tabel XI. Tabel XII. Tabel XIII. Tabel XIV. Tabel XV.

Basis gegevens afgasstroom (500 [MW] centrale). . . . 5

Maximale uitstoot limieten. . . . 5

Samenstelling en eigenschappen katalysator voor zwaveldioxide oxidatie. . . . . 15

Verschillende scheidingsmethoden voor het verwijderen van stof uit gasstromen. (Overgenomen uit Coulson (1983» . . . 22

Uitgangsgegevens en uitkomsten voor de berekening van koeler HX. . . 28

Aantal benodigde shells en bijbehorende wanddikte. . . . 29

Samenvatting resultaten van simulatie van de compressor met ChemCAD. Drukval over een gepakt bed reactor. Uitgangsgegevens en uitkomsten voor de berekening van de 33 39 warmtewisselaar. . . . 40

Aantal benodigde shells en bijbehorende wanddikte. . . . 41

Zwavelzuur concentratie bij de verschillende simulaties. 49 Uitgangsgegevens en configuratie van de zwavelzuur condensatie. . . . . 53

Opbouw correctie-factor voor vaste investeringskosten. . . . 67

Aanschaf kosten van het proces. . . . 69

Operationele kosten en opbrengsten. . . . . . . . . . . . . . . . . 71

(8)

-•

•

• 1 Inleiding.

Om het hoofd te kunnen bieden aan moordende concurrentie, worden bedrijven gedwongen om steeds efficiëntere processen te ontwikkelen. Dit geldt in het bijzonder voor processen die afvalstromen zuiveren, omdat deze processen in feite geen waarde toevoegen aan de hoofdprodukten van de bedrijven. Deze processen verhogen veelal alleen maar de proces-kosten en daarmee de kostprijs van het produkt. De drijfveer achter het voeren van deze zuiveringsprocessen is een door publieke opinie gedreven markt en boetes opgelegd door de overheid op het lozen van afvalstoffen.

Eén van de meest omvangrijke zuiveringsproblemen is het verwijderen van zwavel- en stikstofoxiden uit afgasstromen van electriciteitscentrales. Deze oxiden reageren met zuurstof in de atmosfeer en condenseren vervolgens als 'zure regen'. Er zijn veel processen ontwikkeld voor het zuiveren van afgasstromen. De meesten zijn gebaseerd op het absorberen van zwaveldioxide dat vervolgens als gips wordt neergeslagen. De wereld gipsmarkt is echter al oververzadigd, zodat veel van het gevormde gips opgeslagen of gedumpt wordt. Hierdoor is er eigenlijk alleen maar sprake van verschuiving van het probleem, want er blijft een afvalstroom (gips) aanwezig.

Het Deense bedrijf Haldor Tops0e beweert een proces ontwikkeld te hebben dat de volgende eigenschappen heeft:

- reductie van de emissies van SOx en NOx tot ruim onder de normen.

- het in de afgas aanwezige zwaveldioxide en zwaveltrioxide wordt uiteindelijk omgezet in geconcentreerd zwavelzuur, wat geschikt is voor verder gebruik in de industrie.

- Er wordt geen vorm van vervuiling voor een andere vorm van vervuiling ingewisseld.

- Het proces produceert warmte, wat gebruikt kan worden om de gasstroom naar de boiler voor te verwarmen.

(9)

-I

.

• I

,

.

•

Fabrieksvoorontwerp 2896 WSA-SNOX Het doel van dit fabrieks voorontwerp is het maken van een inschatting van de mogelijkheden van het WSA-SNOX proces en dit te vergelijken met de mogelijkheden die Haldor Tops0e aan dit proces toekent. De naam van het proces, WSA-SNOX, is ontleend aan de "Wet Sulfuric Acid"-condensatie toren die in het proces gebruikt wordt. Omdat de condensatie plaats vindt in een 'tweede generatie' van de WSA-toren, wordt deze ook wel WSA-2 genoemd.

(10)

-•

• 2 Uitgangspunten voor het ontwerp.

Het doel van het WSA-SNOX proces is het verwijderen van S02 en NOx uit een afgas-stroom

• van een boiler. Voor de berekeningen werd uitgegaan van de gegevens in de DOE-rCCT-II (Juist, 1988) basis specificatie voor het ontwerp van een 500 [MW] energiecentrale. De samenstelling van de afgas stroom is dan als gegeven in tabel I.

•

Tabel J. Basis gegevens afgasstroom (500 [MW] centrale).

Temperatuur 400 [0C] Druk 1,3 [bar) Volumestroom 1,675*106 _[Nm3_h·1 ] Samenstelling: zuurstof 4,5 vol % koolstofdioxide 12,8 vol % water 7,6 vol % stikstof 74,9 vol % zwaveldioxide 1669 ppm zwaveltrioxide 18 ppm waterstofchloride 62 ppm stikstofoxide 696 ppm stikstofdioxide 37 ppm

Aan de uiteindelijke stromen die het proces verlaten werden de eisen gesteld conform de nederlandse richtlijnen (de Haan, 1986), zoals gegeven in tabel 11.

Tabel 11. Maximale uitstoot limieten.

zwaveldioxide

<

stikstofoxide

<

230 [gGf1 ] 150 [gGf1 ]

Voor een 500 [MW] centrale betekent dit dat er maximaal een uitstoot van 1.8 [mols·l ] en

(11)

-•

•

• I

.

I

•

Fabrieksvoorontwerp 2896 WSA-SNOX 2.5 [mols-I] voor resp. zwaveldioxide en stikstofoxiden. De uitgaande vloeistof stroom moet minimaal 96 % zwavelzuur bevatten om industriëel interessant te zijn. Volgens de opgave van Haldor Topsf3e wordt deze eis door dit proces gehaald.

(12)

-~

....

~

=

.,

~ V) (') :T Lucht ~ 3 p) -< ~ :T ~ ... ~ V)

>

I V) Z 0 :>< "='

~

00 ~ ~ Kolen Ammoniak w

,

C 2 B J H

•

C 5 11 e H 7 R e H 9

•

83 WSA TOREN COIoAI'RESSOR BOIlLR KOflLR COIoAI'RESSOR EUCTROSTAnSCHE AfSCH. KOEUR REAKTOR KOEUR

•

C2

•

, , , , ---~---~ B '0

I

BRANOER

Ril GEPAKT BED REAKTOR R,2 OEPAKT BED REAKTOR R 13 OEPAKT BED REAKTOR

•

WI

•

WSA SNOX ofgos zuiverings proces

N.A. 'oIQf'I Goor .... H.W. VeNteeg

o

Strocmnunvn ..

• D

Temp in·C

•

f4b(. voorontwerp No: 2Sge robtuorl'992

o

Absolute druk in bar

•

13

(13)

•

• 3 Proces beschrijving.

In dit hoofdstuk wordt steeds verwezen naar figuur 1.

3.1 Gasstroom.

Het afgas dat de boiler verlaat is samengesteld zoals aangegeven in tabel I. De gas stroom is dezelfde als de luchtstroom die de WSA-2 toren koelt. De molstroom is in de boiler

nauwelijks veranderd, de zuurstof is grotendeels vervangen door kooldioxide en er is water toegevoegd door de verbranding. De gasstroom bevat tevens een hoeveelheid roet- en

stofdeeltjes.

3.2 Stof-verwijdering.

Grote hoeveelheden stof in de gasstroom zijn ongewenst om twee redenen. Ten eerste omdat de deSOx reactor als filter werkt en een grote hoeveelheid stof zou vroegtijdige verstopping van de katalysator veroorzaken. Ten tweede zal een grote hoeveelheid stofdeeltjes zorgen

voor een teveel aan condensatie-kernen tijdens de condensatie van zwavelzuur in de WSA-2

toren. Elders wordt meer gezegd over de controle van mistvorming in de WSA-2 toren. Verwijdering van het stof uit de gasstroom gebeurt door middel van electrostatische precipitatie.

3.3 Selectieve Katalytische Reductie.

3.3. 1 Katalysator.

Wong (1984) beschrijft een katalysator voor de reductie van stikstofoxiden met ammoniak.

Deze vanadiumoxide op titaniumoxide katalysator blijkt vele malen reactiever dan

(14)

-I

•

Fabrieksvoorontwerp 2896 WSA-SNOX tionele katalysatoren door de "chemical mixing" bereidings methode. De samenstelling van de katalysator is 5 % V20S op een Ti02 drager.

3.3.2 Stoichiometrie en thermodynamisch evenwicht.

De reductie van de stikstofoxiden in de gasstroom verloopt volgens de volgende

reactie-• vergelijkingen

•

NO + NH 3 + 0.2502 .... N2 + 1.5H20 + 410 [kJmoZ-l ] (1) w t. ,

k ..

w-C)

L

~

(2)

Het thermodynamisch evenwicht van beide reacties ligt bij 400 [0C] vrijwel geheel naar rechts.

3.3.3 Kinetiek.

Voor (1) wordt door Wong (1984) voor de gebruikte katalysator (V20s/Ti02) de volgende vergelijking gegeven voor de intrinsieke reactiesnelheid

- 378 lM ( -4.37

*

104) O.2S [Jan

Is -1

-3]

TNO - •

*

v-exp RT PNoP0

1 0 m

(3)

In de literatuur 1S zeer wemlg te vinden over de reactiekinetiek van (2). Omdat de

concentratie stikstofoxide in de gasstroom veel groter is dan de concentratie van stikstof-dioxide, kan de reactor gedimensioneerd worden uitgaande van de reductie van stikstofoxide. Er wordt daarbij vanuit gegaan dat de conversie van stikstofdioxide voldoende is om stikstof-dioxide te kunnen blijven verwaarlozen ten opzichte van de stikstofoxide stroom.

'Ao!

i

No

!t::;.

N01..~vl."'-IA.I\C.U

bC'HOH ....

b~ k~n~

e

c...J( ~~

....

pe'"~1A.A.... ~

3.3.4 Reactor.

Thermodynamisch en kinetisch (met de gebruikte katalysator) blijkt de reductie van

(15)

-•

•

stikstofoxiden zéér snel en efficiënt te verlopen. Bij de dimensionering van de reactor blijkt dan ook dat slechts een erg klein kat-volume nodig is. Doordat de reactie zo snel verloopt,

kan gebruikt gemaakt worden van een honeycomb reactor. Hierdoor is de drukval over de reactor bijzonder laag en is de reactor vrijwel ongevoelig voor stof.

In een reactor met een katalysator volume van 1.15 [m3

] wordt de NO_xvrijwel kwantitatief

omgezet naar N2•

3.3.5 Ammoniak.

Vlak voor de SeR-reactor, wordt het benodigde ammoniak aan de proces stroom toegevoegd. Hierbij wordt een NH3:NO = 1.1: 1 verhouding aangehouden.

3.4 Heater.

Om in de deSOx reactor een voldoende reactiesnelheid te krijgen, wordt de temperatuur van de gasstroom verhoogd naar 450 [0C]. Het verwarmen van de proces stroom gebeurd met directe verbranding van olie in de gasstroom .

Deze verbrander zorgt meteen voor een optimale hoeveelheid deeltjes in de gasstroom door regeling van de lucht/olie verhouding. Door de regeling van het aantal deeltjes in de gasstroom wordt de corming van mist geregeld.

3.5 Oxidatie van zwaveldioxide.

3.5.1 Katalysator.

In Juist (1988) wordt voor de katalysator de conventionele Tops0e zwavelzuur katalysator genoemd (type VK 38). Deze katalysator is bestand tegen enkele honderden ppm waterstof

(16)

-•

•

0.95

~

'\

•

(U 0.9 ...

\

Ln "'-(U >

•

c

8

0.85

\

0.8

\

•

0.75 300 350 400 450 500 550 T (Oe 1

•

Figuur 2. Conversie van S02 als functie van de temperatuur.

•

- 14

-•

(17)

- - --- - - ---_ .. _ - - - - -- - - -- - -- - - - --

---•

•

chloride. Ammoniak en andere koolstothoudende stoffen worden volledig geoxideerd. Verder bezit deze katalysator de eigenschappen zoals gegeven in tabel 111.

Tabel 111. Samenstelling en eigenschappen katalysator voor zwaveldioxide oxidatie. drager kieselguhr V20S 8 [% gew] K20 24 [% gew] dichtheid 1.33 [gcm'3 ] porositeit 0.44 [ -] oppervlakte 2.1 [m2_g_'1 ]

porie straal 3190 [A]

3.5.2 Stoichiometrie en thermodynamisch evenwicht.

De oxidatie van zwaveldioxide verloopt volgens de reactie vergelijking

(4)

In tegenstelling tot de reductie van de stikstofoxiden, is deze reactie thermodynamisch niet optimaal. De evenwichts relatie is als volgt (Livjberg, 1988):

( PS03

1

K = p 1/2 Psol01 eq = lOSOO4/T-4.743 latm -112] ₍₅₎

De ligging van het evenwicht is weergegeven in figuur 2.

("l

t,.+

",,\~-t

-Zo \)t''(.\

V\l\e~'r

et.~~

t

,,))

Naast de oxidatie van zwaveldioxide, wordt ook de overmaat ammoniak geoxideerd naar stikstof. Hierbij oxideert een klein deel van de stikstof door tot stikstofoxide, waardoor de effectiviteit van de

seR

reactor enigzins ongedaan wordt gemaakt. Hierdoor wordt de maximale omzetting van stikstofoxiden ongeveer 98 %.

(18)

-•

• 3.5.3 Kinetiek.

•

De reactie kinetiek van de S02-convertor kan beschreven worden met het model van Collina (Livjberg, 1988). Dit model is geldig voor reactoren bij een temperatuur tussen 400 en 550 [OC]. De reactie kinetiek kan met de volgende formules worden beschreven:

(6)

r~ =

(1 + Pso Kso + Pso Kso )2

1 2 3 3 Kso = exp( -9.953 + 8619) 1 T • Kso

=

exp(-71.745 + 52596) 3 T • 3.5.4 Reactor.

'

.

•

De oxidatie van zwaveldioxide blijkt veel minder efficiënt te verlopen dan de reductie van stikstofoxiden. De oxidatie vindt plaats in drie parallele reactoren met elk een volume van 56 [m3] (4.5 [m]

*

4 [m] cilinders). De totale gasstroom wordt gelijkmatig verdeeld over de

drie reactoren. In de reactoren wordt bij 450 [0C] 96 % van de zwaveldioxide omgezet n: J

zwaveltrioxide. Over de reactoren is een drukval van -1.38 [bar]. De temperatuur stijgt hierbij ongeveer 5 [OC].

hoe

ver

V~

!

ve

Y\ lIv i c.

hrt--

Z

•

I I

i

•

₁₇

-•

(19)

100

50

0

ppm H2S0L. AFTER FILTER / / / / / / /

5

/ /

10

15

20

0/0 _{SMOKE FROM Oll BURNER}

Figuur 3 Mist vorming als functie van hoeveelheid rook

deeltjes. 18

-•

•

(20)

•

Fabrieksvoorontwerp 2896 WSA-SNOX 3.6 Koeler.

Voor het koelen van de gasstroom uit de deSOx-reactor van 455 [OC] tot 250 [OC] voordat het de WSA-toren ingaat, worden 25 warmtewisselaars parallel gebruikt. De vrijkomende warmte wordt gebruikt voor stoom productie. De warmtewisselaars hebben een diameter van

1.6 [m] en een lengte van 2.5 [mlo

3.7 WSA-2 condensatie toren.

3.7. 1 Mist vorming.

Na de warmtewisselaars moet zwavelzuur uit de gasstroom verwijderd worden. Dit gebeurt door condensatie. Bij het condenseren van zwavelzuur krijgt men in het algemeen snel te maken met de vorming van een grote hoeveelheid zeer kleine druppeltjes in de gasstroom. De reden dat deze mist zo eenvoudig gevormd wordt, is dat zwavelzuur een lage oppervlaktespanning heeft, zodat de vorming van kleine druppeltjes met een relatief groot oppervlak energetisch gezien niet bijzonder ongunstig is.

De vorming van een aerosol tijdens de condensatie is echter erg ongewenst. De mist druppeltjes zijn erg klein en daardoor moeilijk te filteren. Een zeer efficiënte filter zou ge-bruikt moeten worden. De drukval die gepaard gaat met zo'n filter zou het proces ongunstig beïnvloeden.

In dit proces wordt de mistvorming op twee manieren onder controle gebracht. Ten eerste door langzame afkoeling en temperatuursregeling en ten tweede door het inbrengen van optimale hoeveelheid nucleatiekernen, zoals aangegeven in figuur 3.

(21)

-.:\ Tl. .--_..:/1. , I I I - - - I I T r-

T

r-r -I-r -r-r -f-

1-

1--_--..,

/

r- - r-r- r-I r-l I-

I-I

' -

'

,,--~ : - - ' -'

--U_---.

Figuur 4. 'Wet Sulfuric Acid' condensatie toren.

20 -) T~1 ()

•

(22)

•

- -~---~- ~--- ----Fabrieksvoorontwerp 2896 WSA-SNOX 3.7.2 Apparaat.

De condensatie gebeurt in apparaten zoals getekend in figuur 4. Het apparaat bestaat uit een aantal verticale buizen van glas in een mantel. Het te koelen gas stroomt aan de binnenzijde van de buizen. De warmte wordt afgevoerd door een luchtstroom aan de buitenzijde van de buizen. Het zwavelzuur stroomt als een film langs de binnenwand van de buizen naar beneden. Het onderste gedeelte van de buizen wordt niet gekoeld en dient als concentratie zone. Hier wordt de evenwichts-concentratie van zwavelzuur bij de inkomende temperatuur van de gasstroom gerealiseerd.

(23)

-•

Tabel IV. Verschillende scheidingsmethoden voor het verwijderen van stof uit gasstromen. (Overgenomen uit Coulson (1983))

•

Type of Minimum particl. Minimum loading Approx. Typical gas Maximum capacity Gas pressure Liquid rale Space required

equipment size efficiency velocily drop

("m) (mg/m') (

..

) (mis) (m',s) tmmH,O) tm'/IO' m' gas) (relalive)

Dry colleclOrs

Sellling chamber 50 12.000 50 15-3 none 5 Large

•

Barne chamber 50 12,000 50 5-10 none 3-12 Medium

Louvre 20 2500 80 1(}-20 15 I (}-50 Srnall

Cydone 10 2500 85 1(}-20 25 I (}-70 Medium

M uhipte cydone 5 2500 95 1(}-20 100 5(}-150 Small lmpingemenl 10 2500 90 15-30 none 25-50 Srnall

Wel scrubbers

Gravily spray 10 2500 70 (}5-1 50 25 (}05-03 Medium

Cenlrifugal 5 2500 90 1(}-20 50 50·150· () 1-1·0 Medium

Impingemenl 5 2500 95 15-30 50 5(}-200 (}1-O7 Medium

Packed 5 250 90 (}5-1 25 25-250 () 7-20 Medium

•

Jel (}5 10 5 (range) 250 90 10-100 50 none 7-14 Small

Venluri (}5 ₂₅₀ ₉₉ _5(}-200 ₅₀ 25(}-750 (}4-1·4 Small

O/hers

Fabric fihers (}2 250 99 (}Ol-OI 100 5(}-150 Large Electrostatic precipitators 250 99 5-30 1000 5-25 Large

•

22

-•

(24)

•

• 4 Motivatie en berekeningen.

4.1 Algemene beschouwingen.

Omdat de processtroom slechts een afgas is, is een zo laag mogelijke drukval over het proces gewenst. De procesvoeding wordt vrijwel op atmosferische druk aangeleverd, zodat de

drukval alleen overwonnen kan worden door de processtroom opnieuw op druk te brengen.

• Daarom heeft bij de keuze van alle apparaten de drukval een belangrijke rol gespeeld als

criterium.

•

4.2 Electrostatische precipitator. 4.2.1 Apparaat keuze.

Om verscheidene redenen is gekozen voor electrostatische precipitatie als stof verwij-deringsmethode. De factoren die hierbij een rol spelen zijn grootte van de gasstroom, temperatuur van de gasstroom en drukval. Als alle scheidingsmethoden die genoemd worden in tabel IV in ogenschouw genomen worden, kunnen de volgende gevolgtrekkingen gemaakt

worden. Alle 'natte' methoden vallen af door de hoge temperatuur van de gasstroom.

Vervolgens vallen filters af doordat zij minder geschikt zijn voor grote gasstromen, slechts

tot een temperatuur van 200 [0C] kunnen werken en een flinke drukval veroorzaken. De

overige apparaat typen zijn niet geschikt doordat zij niet voldoende efficiënt zijn voor deeltjes grootten zoals die voorkomen in de afgasstroom van een boiler.

Alleen de electrostatische precipitator blijft over. Deze kan bij 400 [OC] nog zeer goed

werken, heeft een efficiëncy van 99% voor deeltjes boven de 2 IPm], kan zeer grote

gasstromen aan en heeft een lage drukval.

Een nadeel van de electrostatische precipitator zijn de hoge investeringskosten.

(25)

-CONNECTED TO HT SUPPlY

I

---DI RECT ION CF

:::=..j-t---GAS FLOW INlET ZONE WIRES CENTRE ZONE

Figuur 5. Electrostatische precipitator.

24 -O U T : 1 zo~Ë'

I

6-9 m

----I

I

1 COllECTING ELECTRODE EARTHED

•

(26)

r

I.

•

I Fabrieksvoorontwerp 2896 WSA-SNOX 4.2.2 Dimensionering.

In Lowe (1972) worden aantal typische waarden gegeven voor een electrostatische precipitator zoals die gebruikt wordt voor een 500 [MW] energie centrale.

De precipitator bestaat uit drie behuizingen naast elkaar (zie ook figuur 5), met in ieder vier zones achter elkaar. In iedere zone bevinden zich 60 gas-passages. De platen in iedere zone zijn 9 [m] hoog en 3 [m] lang, zodat het total oppervlak 39.000 [m2] bedraagt. De afstand

tussen de plaat electroden is 250 [mm], resulterend in een totaal dwars doorstroomd oppervlak van 405 [m2

]. Uitgaande van een totaal gas stroom van 1.675.000 [m3h-l] betekent dit een gassnelheid van 1.1 [ms-I

]. De plaat electrodes zijn geaard.

De afstand tussen twee draad electrodes is ongeveer 250 [mm]. Op de draad electroden wordt een negatieve spanning gezet van 40 tot 50 [kV] hetgeen resulteerd in een stroom van 100 tot 160 [JLAm-2]. Dit betekent dat voor een oppervlak van 39.000 [m2_]_{een stroom nodig is}

tussen 3,9 en 6,2 [A].

In Coulson worden voor de drukval waarden genoemd die liggen tussen 50 en 250 [Nm-2

].

Deze drukval is dus te verwaarlozen t.o. v de druk in de rest van het proces.

4.2.3 Effecten van druk en temperatuur.

Een hogere druk heeft een hoger rendement tot gevolg, de mobiliteit van de ionen neemt af. Dit heeft tot gevolg dat het kritische potentiaal toeneemt.

Een hogere temperatuur heeft echter een verlaging van het rendement tot gevolg, de ion-mobiliteit neemt toe, waardoor de kritische potentiaal afneemt.

(27)

-•

• 4.2.4 Effecten van de zwavelconcentratie.

•

De zwavel concentratie is mede bepalend voor het rendement. Een hogere concentratie in de deeltjes betekent een hoger rendement. Bij een verlaging van de zwavel-concentratie neemt de weerstand in de stoflaag op de plaatelectrode toe, waardoor het potentiaal over deze laag toeneemt. Uiteindelijk kan de laag een tegengesteld potentiaal

krijgen t.o.v. de collector electrode waardoor deeltjes afgestoten worden en er zelfs deeltjes 1

van uit de stoflaag terug in de gasstroom gaan.

'\c&"

~

.

~ t~\"

-,JrJI""" . ~t,. L·V""· 4.3 Koeler H4. ~D '\: ,

/

In koeler H4 wordt de proces stroom afgekoeld van 400 [OC] tot 253 [OC]. Om deze koeling te bewerkstelligen, moet een warmte stroom van 92 [MW] afgevoerd worden. Deze warmte

wordt afgevoerd door water bij 10 [bar] te verdampen in een

~

De verzadigingstemperatuur van water bij deze druk is 180 [OC]. De water stroom nodig om

9~ [MW] af te voeren door verdamping alleen is

Bij de dimensionering van de warmtewisselaar is gewerkt volgens de methode zoals beschreven door Coulson (1991). Bij de berekeningen is gebruik gemaakt van het programma MERCURY, zie bijlage B.

(28)

-•

•

Tabel V. U itgangsgegevens en uitkomsten voor de berekening van

•

koeler HX.

Dichtheid water _Pwi 886.5 [kg m-3_]

Dichtheid waterdamp Pwg 5.16 [kg m-3_]

Dichtheid afgas _Prg 0.76 [kg m-3_]

•

Verdampingswarmte water llHvap 2.013 [MJ kg-I]

Kritische druk water _P_c 221 [bar] Specifiekewarmte afgas cp 1.12 [kJ kg-IKI]

Viscositeit afgas _JLrg 29.64 [JLPa s]

,

\

W armtegeleidingscoëf. staal

_k.

46.73 [W m-IKI]

.

á

qot-

~.

•

y\l

Totale afgas volume flow <Pv,fg

~

Binnen diameter buis di

o

[mm] Buiten diameter buis do 30 [mm] Vervuiling binnen zijde hfi 3500 [W m-2_{K I]}

Vervuil ing buiten zijde _hro 5000 [W m-2_{K I]}

•

Overgedragen warmte Q 91.6 [MW] -

2

r

Benodigd oppervlak S

t,sp

[m2

]

Benodigd water flow <Pm,w [kg S-I]

Warmte flux q 13884 [W m-2_]

•

Aantal buizen Nb 35000 [ -] Lengte buizen L 2.05 [m] Reynoldsgetal Re 34419 [ -] Prandtlgetal Pr 0 90 [-] Warmteoverdrachts coëf. U 106 [W m-2_{K I]}

•

Drukval in de. buizen .:lp 0.11 [bar]

A

T

• î

.

~

Cr

~

kJ

k_ L t.I,J

1 t

~ 1.11 lOS 0 ~ 50 10 0 4o!)~ <;. Ic cJ :~

l!

30 I '":. S- (J

Mw

-~

,,,

_Mw

•

28

(29)

-•

•

Voor de warmteoverdrachtscoëfficiënt aan de buis zijde, werd de vergelijking van Butterworth gebruikt

=

0.0225 exp( -0.0225 ln2 _{Pr) Re}_-<I_._lOS_{Pr -o.sos}

₍₈₎

De warmteoverdrachtscoëfficiënt aan de shell zijde kan berekend worden met de vergelijking • van Mostinski, die geldig is voor nucleate, pool boiling

•

ho = 0.104p~·69qo.7[1.8(.E.)O.17+4(.E.)1.2+1O(.E.)10] Pc Pc Pc

(9)

Na iteratie is het aantal benodigde buizen bekend. De verschillende uitgangsgegevens en de resultaten staan in tabel V.

Omdat het welhaast onmogelijk is om 35000 buizen in één wisselaar te stoppen, worden zij verdeeld over verschillende shells. Het water in de shell staat onder druk, zodat de wanddikte van het vat voldoende moet zijn om deze druk te weerstaan. Het aantal buizen dat in één warmtewisselaar past is dus afhanklijk van de toegestane wanddikte. Een aantal buizen van 800 per shell resulteert in een layout zoals gegeven in tabel VI.

Tabel VI. Aantal benodigde shells en bijbehorende wanddikte.

Aantal buizen per shell Nt 800

H

Aantal shells N.b 44 [-]

Buis pitch _Pt 45 [mm)

Bundel diameter (0 pitch) db 1.24 [m]

Shell diameter d.b 1.62 [m]

Wanddikte shell e.b 5.8 [cm]

Volgens Coulson (1991) is (8) bruikbaar indien Re

>

1()()()(). Uit tabel V. blijkt dat aandeze voorwaarde voldaan wordt. Dat er sprake is van nucleate boiling, zodat (9) bruikbaar is,

(30)

-•

•

kan aangetoond worden wanneer de warmteflux kleiner is dan de critische warmteflux. Deze

kan bepaald worden met de vergelijking van Mostinski

(10)

zodat

qc = 2.6 [MWm -2]

4.3 Compressor C5.

Nadat het afgas de electrostatische precipitator uitkomt moet de druk opgevoerd worden naar ca. 3 [bar]. Voor het verhogen van de druk van grote gasstromen zijn centrifugaalcompres-soren het meest geschikt. De gasstroom loopt bij voorkeur axiaal, omdat dit een kleinere compressor mogelijk maakt (t.o. v. radiale stroom) bij eenzelfde doorzet.

De maximale drukverhouding per trap die gehaald kan worden is afhankelijk van de ingangs temperatuur, het molgewicht en de C;Cv verhouding. Volgens Van den Bergh (1987) is dit voor lucht ongeveer 1.4 . Dit betekent dat er ca. 3 trappen nodig zijn.

Coulson noemt een aantal gebruikelijke capaciteiten voor compressoren. Voor een axiale flow-compressor wordt een top capaciteit genoemd van 170.000 [m3_h-1

]. Met een totale

gasstroom van 1.675.000 [m3

] betekent dit dat er 10 compressoren parallel nodig zijn. De uiteindelijke uitgangsdruk wordt bepaald door de totaal drukval over alle apparaten.

Voor de berekening van de compressoren is gebruik gemaakt van het flowsheetpakket ChemCAD. Doel was de druk op tevoeren van 1.3 [bar] naar 2.8 [bar] waarbij de temperatuur uiteindelijk op 400 °C uitkomt. Voor de bepaling van het totaal rendement is gebruik gemaakt van figuur 5.4 uit Van den Bergh (1987):

11 tot =90%

(31)

-•

•

De resultaten van de simulatie zijn terug tevinden in tabel VI. Het ChemCAD-rapport is terug tevinden in bijlage C.

Tabel VII. Samenvatting resultaten van simulatie van de compressor met ChemCAD.

Trap _Pin _Puit T-In Tuit W

[bar] [bar] [0C] [0C] [MW] 1 1.17 1.57 253 298 28.0 2 1.57 2.10 298 347 30.1 3 2.10 2.81 347 400 33.0 4.4 Stikstofoxide reductie. 4.4.1 Simulatie.

De katalytische reactor werd gemodelleerd met het flow sheet pakket ASPEN

+.

Hiervoor werd een adiabatische plug-flow reactor gekozen met de geschikte kin etiek (3).

Er bleek slechts een katalysator volume van

nodig voor een totale omzetting van stikstofoxide. Door de warmte die vrijkomt bij de reductie van de stikstofoxiden, stijgt de temperatuur van de gasstroom van 400 [OC] tot ongeveer 410 [OC].

4.4.2 Katalysator keuze.

Van alle in de literatuur beschreven katalysatoren is de gebruikte de meest efficiënte bij de gebruikte temperatuur.

(32)

-•

•

Fabrieksvoorontwerp 2896 WSA-SNOX 4.4.3 Apparaat keuze.

Doordat de reductie van de stikstofoxiden zo snel verloopt is slechts zeer weinig katalysator

nodig. Dit brengt met zich mee dat een reactor met een erg lage drukval gekozen kan

worden, omdat de katalysator niet zeer dicht op elkaar gepakt hoeft te zitten om ruimte te besparen. Een reactor type met een zeer lage drukval is een zogenaamde 'honeycomb'-reactor. Hierbij zit de katalysator op een drager die een honingraat structuur heeft.

4.4.4 Ammoniak toevoer.

Ammoniak wordt in een 1.1: 1 overmaat toegevoegd om te zorgen dat de conversie van de

stikstofoxiden volledig is. Tot op heden werd bij selectieve katalytische reductie van afgassen

nooit een overmaat ammoniak toegevoegd, omdat er dan bij afkoeling onder 210 [Oe]

(NB4)(N03) gevormd wordt door het neerslaan van NH3 met N02 • Hierdoor kon er nooit met

een overmaat ammoniak gereduceerd worden, zodat de conversie meestal maximaal rond de

80 % lag.

Omdat in dit proces echter de SeR-reactor gevolgd wordt door een oxidatiestap in de

deSOx-reactor is dit probleem nu niet aanwezig. De overmaat NB₃die na de SeR-reactor nog in de

gasstroom zit wordt in de deSOx-reactor volledig geoxideerd naar stikstof. Een nadeel van de oxidatie is echter dat een gedeelte van de stikstof geoxideerd wordt naar NO, waardoor

de overall omzetting van stikstofoxide omlaag komt naar ongeveer 98 %.

4.5 Zwaveldioxide oxidatie.

4.5.1 Simulatie.

Ook de deSOx-reactor werd gemodelleerd met behulp van het pakket ASPEN

+.

Bij de

gebruikte katalysator en een temperatuur van 450 [Oe] bleek voor een conversie van 96 %

een totaal reactor volume van

L")

C r ?

-(.vt"'-w,M .

nodig. De conversie zou nog verder omhoog geschroefd kunnen worden door verlaging van

(33)

-[

.

I

•

'de temperatuur. Dit zou echter ook een vertraging van de reactiesnelheid met zich meebrengen, zodat een nog groter volume benodigd zou zijn.

4.5.2 Apparaat keuze. -

1~P«-\v~

b-t'

cA

~

Een reactor met een totaal volume gestorte katalysator van 170 [m3] veroorzaakt over het

algemeen een flinke drukval. Met de Kozeny-Carmen vergelijking is de drukval over een • gepakt bed eenvoudig te berekenen:

•

• :

.

•

v = 1 e 3

_1.

_(-/lp) (7) 5 S2(1-e)2 ~ 1

In tabel V staan drukvallen uitgerekend bij verschillende lengte-doorsnede verhoudingen van reactoren met een volume van 170 [m3

]. Duidelijk is te zien dat de drukval afneemt met

toenemende doorsnede van de reactor.

Omdat reactoren die breder zijn dan dat ze lang zijn afwijken van de standaard, zijn ze moeilijk te verkrijgen en daardoor duur. Een oplossing om toch een groot oppervlak te krijgen is door gebruik van meerdere reactoren met een gezamelijk volume van 170 [m3

].

Gekozen is daarom voor drie parallele reactoren met elk een volume van 56 [m3

]. De drukval

over een dergelijke reactor met een lengte van 4.5 [m] en een diameter van 4 [m] werd berekend op

/lp -1.38 [bar]

(34)

-I

.

•

Tabel VIn. Drukval over een gepakt bed reactor.

Lengte Diameter Drukval

[m] [m] [bar]

•

10 4.70 -11.06 9 4.90 -9.16

•

8 5.25 -7.09 7 5.60 -5.45 6 6.00 -4.07

•

5 6.60 -2.80 4 7.40 -1.78 3 8.50 -1.01

•

2 10.50 -0.44 1 14.75 -0.11 • 4.6 Koeler H9.

•

In de koeler wordt de processtroom afgekoeld van 455 [OC] tot 250 [OC]. Om deze koeling te bewerkstelligen, moet een warmte stroom van 129 [MW] afgevoerd worden. Deze warmte wordt afgevoerd door water bij 10 [bar] te verdampen in een kettle-boiler. De verzadigingstemperatuur van water bij deze druk is 180 [OC]. De water stroom nodig om 129 [MW] af te voeren door verdamping alleen is

Bij de dimensionering van de warmtewisselaar is gewerkt volgens de methode zoals beschreven door Coulson (1991). Bij de berekeningen is gebruik gemaakt van het programma MERCURY, zie bijlage D.

(35)

-•

Tabel IX. Uitgangsgegevens en uitkomsten voor de berekening van de warmtewisselaar.

•

Dichtheid water _PwI 886.5 [kg m-3_]

Dichtheid waterdamp _Pwr. 5.16 [kg m-3]

Dichtheid afgas _Prg 0.76 [kg m-3_]

Verdampingswarmte water AHvap 2.013 [MJ kg-I]

Kritische druk water _Pc 221 [bar]

•

Specifiekewarmte afgas cp 1.12 [kJ kg-IKI]

Viscositeit afgas p'rg 29.64 [p,Pa s] W armtegeleidingscoëf. staal

_Ic.

46.73 [W m-IKI] Totale afgas volume flow _cPv,rg 738 [m3 _S-I]

•

Binnen diameter buis dj 20 [mm]

Buiten diameter buis do 30 [mm]

Vervuiling binnen zijde _hfi 3500 [W m-2_{K I]} Vervuiling buiten zijde _hro 5000 [W m-2_{K I]}

Overgedragen warmte _Q 129 [MW]

•

Benodigd oppervlak S 4493 [m2 ] Benodigd water flow _cPm.w 35.4 [kg S-I]

Warmte flux q 16000 [W m-2_] Aantal buizen Nb 35000 [ -] Lengte buizen L 2.38 [m]

•

Reynoldsgetal Re 33000 [ -] Prandtlgetal Pr 0.692 [ -] Warmteoverdrachts coëf. U 105 [W m-2_{K I]} Drukval in de buizen .:lp 0.12 [bar]

•

I. \ '1.

~

00 '»

il

o

•

40

-•

(36)

I

•

• I

I

!

.

I

•

Voor de warmte overdrachtscoëfficiënt aan de buis zijde, werd vergelijking (8) gebruikt De warmte overdrachtscoëfficiënt aan de shell zijde kan berekend worden met vergelijking (9). Na iteratie is het aantal benodigde buizen bekend. De verschillende uitgangsgegevens en de resultaten staan in tabel IX.

Ook hier wordt het grote aantal buizen verdeeld over meerdere mantels. Een aantal buizen van 800 per mantel resulteert in een layout zoals gegeven in tabel X.

Tabel X. Aantal benodigde shells en bijbehorende wanddikte.

Aantal buizen per shell Nt 800 [-]

Aantal shells N.h 44 [-]

Buis pitch _Pt 45 [mm]

Bundel diameter (D pitch) db 1.24 [m]

Shell diameter dah 1.62 [m]

Wanddikte shell e.h 5.8 [cm]

Met vergelijking (10) werd de kritische warmte flux bepaalt:

qc

=

2.6 [MWm -2]

4.7 WSA-2

toren.

4.7.1 Temperatuur.

Als een damp te snel wordt afgekoeld en sterk onderkoeld raakt, overwint de 'neiging tot condenseren' de weerstand veroorzaakt door de oppervlaktespanning. Hierdoor zullen kleine

(37)

-I

~{ I \. I

: I

GAS FILM AT

<

:

INNER TUBE WALl

L ; I

: ~. --I

I ;:.:

GAS FILM AT I

I

OUTER TUBE WAUI '; I

I

>: : I I I I I I ··.···1 I lIQUID FILM -1--f~ I I : ..

.

' .. ...

Figuur 6 Temperatuursprofiel over de doorsnede van een

buis.

42 -•

•

(38)

•

druppel~es gevormd worden, die vervolgens snel zullen groeien omdat zowel condenseren

als een groter volume energetisch gunstiger zijn. Des te sterker de onderkoeling, des te meer

druppel~es er gevormd zullen worden, met als consequentie dat alle druppeltjes kleiner zullen

zijn. Kleine druppeltjes zijn veel moeilijker te filtreren dan grote, zodat een sterke onderkoeling ongewenst is.

• Shoubye (1988) noemt een criterium waarbij de vorming van mist minimaal is :

•

TA > T_d - 30 - 10 IX 2 (11)

waarin TAl' TA2 en T2 zijn aangegeven in figuur 4. Het volume percentage, ex, zwavelzuur in de ingaande gasstroom is 0.16 %. De partiaal spanning van zwavelzuur is dan 212 [Pa], zodat de dauw-temperatuur, Td , ligt bij 150 [0C]. Hierdoor worden de voorwaarden (12), als aangenomen wordt dat de uiteindelijke loos temperatuur 50 [0C] is :

T~ > 118.4 [0C]

TA > - 40 [0C]

I

(12)

Door de lichte turbulentie in de gasstroom is het radiale temperatuursprofiel als gegeven in figuur 6. In de laminaire grenslaag vindt de stof- en warmtetransport slechts door diffusie plaats. Hierdoor ligt het temperatuursverschil tussen de bulk gasfase en de wand vrijwel geheel over de gasfilm. Dit voorkomt sterke onderkoeling in de bulk, zodat er weinig mist gevormd wordt.

(39)

-•

•

• !

.

I

•

Fabrieksvoorontwerp 2896 WSA-SNOX 4.7.2 Nucleatie kernen.

Om de spontane vorming van druppeltjes te snel af te zijn, worden aan de gasstroom stofdeeltjes toegevoegd om als nucleatiekernen te dienen. Hierdoor begint het zwavelzuur op de stofdeeltjes te condenseren voordat de gasstroom zodanig is' afgekoeld dat spontane kernvorming plaats vindt. Het gevolg hiervan is dat het totale aantal druppeltjes in de gasstroom beperkt blijft tot het aantal stofdeeltjes dat oorspronklijk aan de gasstroom was toegevoegd (109 _{tot 10}12 _{deeltjes per Nm}3 _{per 0.1}_%_H

2S04 , Shoubye (1989)). De optimale deeltjes hoeveelheid wordt geregeld voor aanpassing van de lucht/olie-verhouding in de heater voor de deSOx-reactor

4.7.3 Modellering.

4.7.3.1 Simulatie.

Door aanwezigheid van mist overal in de gasfase, kan de damp onmiddellijk condenseren als dat thermodynamisch gunstiger is. Hierdoor heerst er een evenwicht tussen de damp en de vloeistof overal in de buis. De damp kan niet onderkoeld raken. De aanname van evenwicht betekent dat de buis gezien kan worden als een oneindig aantal evenwichtstrappen.

Getracht is de buis te modelleren als een aantal flashes in serie, waarbij de vloeistof stroom uit elke flash werd terug gevoerd naar de voorafgaande flash. Bij elke flash werd een hoeveelheid warmte afgevoerd, zodanig dat de som van alle afgevoerde warmte de totale benodigde warmtestroom was nodig voor het afkoelen van de gasstroom van 250 tot 50 [OC].

Omdat in de concentratie zone onderin de kolom geen warmte wordt afgevoerd, werd voor de overeenkomstige flashes een heat duty van nul opgegeven.

Het idee voor de simulaties was om te beginnen met een laag aantal flashes, waarna het aantal steeds zou worden verhoogd, totdat de resultaten tussen twee verschillende simulaties voldoende klein zou zijn.

De zwavelzuur condensatie in de WSA-2 toren is gesimuleerd met behulp van het simulatie

(40)

-71

L

~

dL

_-yJli-)

-

o-\?-clV

_{_lf'lt)}

-

-0-11

l}'

i

t CL Lv':) pIJ rt

·f1v..x

-t'f.\~ L. ()"\.\. d. d-

i

D \ A :

d

('ti -

LJ :::

0

cl

r

L

~

L

\IV

+ L

1\ (.Î

J

" _ Nw

"A

-NI'r ioNw

v

'V

1

~ ----=;.

'1

Î

0

l

iV\~·(;..~y

· ~

tv w -:.

Lw

J

M

lAl

tv

PI- -=- '-A- /

HA

1

wee

f>'A.l(\~~ 't'~ ~IrJ~

y:>r 0

bJ-e.QA.M.:

i

h(.,,~-e~ p'C'«'t.~~ V\.o~.

•

(41)

•

pakket ASPEN

+.

Als thermodynamisch model is gekozen voor een speciaal model voor het zwavelzuur-water systeem dat in ASPEN

+

gedefiniëerd is. Hoewel het niet gelukt is om de condensatie naar bevrediging te simuleren, kan uit de resultaten van de simulaties toch een indruk verkregen worden van het verloop van het proces.

4.7.3.2 Resultaten.

In figuren 7 tot en met 18 staan de zes gevallen waarbij het systeem nog convergeerde. Bij een groter aantal flash en bleek het onmogelijk om tot convergentie te komen.

Door vergelijking van figuren 15 en 17 en figuren 16 en 18, blijkt dat in de concentratie zone (links van de vertikale streep) nog maar weinig meer verandert bij verhoging van het aantal flashen. In het condensatie gedeelte is het systeem nog duidelijk niet geconvergeerd. Een trend is echter wel zichtbaar. Duidelijk is te zien dat zich in de zwavelzuurstroom een maximum vormt. De zwavelzuur condenseert in het bovenste gedeelt en stroomt vervolgens langs de wand naar beneden. Deze stroom bevat nog een grote hoeveelheid water. Eenmaal in de concentratie zone aangekomen, verdampt het overgrote deel van de stroom, waarbij de zwavelzuurstroom geconcentreerd wordt. Volgens Schoubye (1989) wordt de zwavelzuur hierbij geconcentreerd tot 96-98 %. Zoals uit tabel VIn blijkt, is dat echter niet haalbaar. Uit de verschillen tussen de simulaties valt ook niet op te maken dat de zuiverheid van het zwavelzuur nog zou stijgen bij vermeerderen van het aantal flashen.

(42)

-> 5 0 , - - - -_ _ r - - - , 200

\

150

1\'----100 50 • 10

Figuur 7 Temperatuurprofiel voor één concentratie flash en één condensatie flash. 2 5 0 , - - -- - - r - - - ,

200~

150 \ 100 50

I\~-• 10 Figuur 9 Temperatuurprofiel

twee concentratie flashen en condensatie flash. voor één 2 5 0 , . - - - r - - - , 200

\

150 ;\'---' 100 50 • 10 Figuur 11 Temperatuurprofiel één concentratie flash en condensatie flashen. voor twee - 48 -0 . 2 , - - - , - - - , Q.l. 0.11

lo

_,-,0

.

_.

"

₁₂ • 2 0.1 0.04 0.02 1 2 .5 ol 5 I 1 ! 9 10

Figuur 8 Zwavelzuur stroom voor één concentratie flash en één condensatie flash. 0.2 , - - - , - - - , O.I. 0.16

1°

.

..

.!.O

.

.12 2 0.1 ~ o.oa j 0.01 0.04 0,02 1 2 3 ol 5 I 7 I 9 10

Figuur 10 Zwavelzuur stroom

twee concentratie flashen en condensatie flash. 0.2 . , . . - - - , . - - - , O.I. 0.16

1°

...

.:!,O.12 • 2 0.1 io.oa lo.D' 0.04 0.02 1 2 3 4 5 1 7

Figuur 12 Zwavelzuur stroom

één concentratie flash en condensatie flashen. voor één voor twee

• .

1

•

• I

I I I I

(43)

•

Tabel XI. Zwavelzuur concentratie bij de verschillende simualties.

Aantal flashen in de Aantal flashen in de Zwavelzuur concentratie zone condensatie zone concentratie

1 1 68.67 2 1 80.51 1 2 78.56 2 2 81.33 4 1 81.56 4 2 81.56

De inkomende afgasstroom bevat dus teveel water om er direct geconcentreerd zwavelzuur uit te condenseren. Om nog interessant zwavelzuur te verkrijgen zou de zwavelzuurstroom na de WSA-2 toren nog een concentratie stap moeten ondergaan.

4.7.4 Warmtestroom.

De afgevoerde warmte stroom kan eenvoudig berekend worden uit het verschil tussen de ingaande gasstroom en de uitgaande gas -en vloeistofstroom. Omdat het in eerste instantie om orde grootten gaat, kan de aanname gemaakt worden dat de zwavelzuur voor 100 % condenseert en met een zuiverheid van 100 % onder de kolom uitstroomt met een temperatuur van 250 [OC]. De uitgaande gasstroom heeft een temperatuu~O [OC]. Met deze waarden, werd de totale heat duty van de WSA-2 toren bepaald o~.

v

~

I.

hdo~\ ~r p~

t>-t

- l~81 ~b

.)

- /3°7'.3

bA-i

t

- 1 j ~ ₃_. IVI ...

----=Q

(NW)

-

1 ILf·3

49

(44)

-2 4 0 r - - - . . . , - - - , 220 200 lao 150 140 120 100 sa '0 la

Figuur 13 Temperatuurprofiel voor twee concentratie flashen en twee condensatie flashen. 240 220 200 150 160 140 120 100

1\

so 60 40 10

Figuur 15 Temperatuurprofiel voor vier concentratie flashen en één conde nsatie flash. >so 200

\

150 100 50 Figuur 17 Temperatuurprofiel vier concentratie flashen en condensatie flashen. 10 voor twee 50 -0 . 2 , - - - , - - - , 0.18 0."

1

0,,4 _0.12 • J! 0.1

1

0_.01

!

Q.06 O.Oc 0.02

Figuur 14 Zwavelzuur stroom voor twee concentratie flashen en twee condensatie flashen. 0 . 2 , - - - , - - - - -- , 0.18 0.16

i

O .14 .:!.O.12 • 2 0.1

1

0 . 01 ~ 0.06 0.04 0.02 2 3 ol 5 , 7 a 9 10

Figuur 16 Zwavelzuur stroom voor vier concentratie flashen en één condensatie flash. 0.2,.----~---, Q.'8 0.16

jo.t.

... 0.12 • 2 0.1 ~ 0.01 ! 0.06 0.04 0.02 2 3 .. 5 6 7

Figuur 18 Zwavelzuur stroom vier concentratie flash en condensatie flashen. voor twee

•

I

•

(45)

• I

.

4.7.5 Condensor configuratie.

•

Volgens Schoubye (1989 en 1983) resulteren de randvoorwaarden (11) in de volgende

specificaties waaraan de WSA-2 toren moet voldoen:

binnen diameter variërend van 25 tot 60 [mm],

superficiële gassnelheid is kleiner dan 5 [ms·l

]

Als uitgegaan wordt dat de lucht de shell binnekomt met een temperatuur van 20 [OC], dan

is eenvoudig te berekenen dat er meer lucht nodig is om de stroom te koelen dan dat de

afgasstroom groot is. Dit komt omdat er bij de condensatie van zwavelzuur ook nog warmte

vrij komt.

Bij de berekeningen is gewerkt volgens de methode van Kern, zoals beschreven door Coulson (1991).

Evenals bij de koelers, is gebruik gemaakt van het programma MERCURY om een reële configuratie te berekenen. De uitvoer van het programma is bijgevoegd als bijlage D. Het blijkt dat om een reële buis lengte te krijgen het nodig is om de koelende luchtstroom flink op te voeren. De overall warmte overdrachtscoëfficiënt is namelijk zeer laag, omdat aan de tweede hierboven genoemde voorwaarde voldaan moet worden. De enige mogelijkheid om het totaal benodigde uitwisselend oppervlak te verkleinen is door verhoging van het logaritmisch temperatuursverschil. Na een aantal configuraties geprobeerd te hebben, is uiteindelijk gekozen voor diegene zoals aangegeven in tabel XII.

Bij berekening van de film warmte geleidingscoëfficiënten is gebruik gemaakt van de vergelijking

hd = j RePT

l/3(~lo.14

k IJ ~w

(13)

waarbij de viscositeitsterm steeds verwaarloosd werd. Een andere aanname die gemaakt is,

51

(46)

e

Tabel XII. Uitgangsgegevens en configuratie van de zwavelzuur condensatie.

Ingaande lucht-stroom _<Pv.air 600 [m3_s'l]

e

Ingaande lucht-temperatuur _TAl 20 [0C]

Gemiddelde afgas-stroom _<Pv.rg [m3_s'l]

Totaal aantal buizen _Nt.t 90000

Binnen diameter buizen di 0.042 [m] _I

Buiten diameter buizen do 0.054 [m]

_e

_l

Diameter van één toren de 4 [m]

Baffle spacing 18 4 [m]

Tube pitch _Pt 0.0675 [m]

Aantal buizen per toren Nt 2876 I

Aantal torens Ntow 32

e

l

Logaritmisch temp-verschil ~TIn 54.31

[K]

I

Uitgaande lucht-temperatuur T_A2 140.8 [0C]

Maximale afgas-snelheid vm,fg 5.08 [m S,I] Reynoldsgetal afgas _Refg 9063

Prandtlgetal afgas _Prfg 0.721

e

l

Warmte geleidingsfactor afgas jh.fg 0.004

Binnen warmtegeleidings-coëf. hi 25.2 [W m'2J(,I] Reynoldsgetal lucht Rea 23700

Prandtlgetals lucht Pra 0.701

Warmte geleidingsfactor lucht jh,a 0.035

Buiten warmtegeleidings-coëf. ho 440 [W m'2J(-I]

e

Vervuilings-coëfficiënt binnen hr.i 3500 [W m'2J(-I] Vervuilings-coëfficiënt binnen hf.o 3500 [W m'2J(,I] Overall geleidings-coëfficiënt U 16.6 [Wm'2J('I] Totaal benodigd oppervlak St 133e3 [m2

]

Lengte van de buizen L 8.7 [m]

e

l

Drukval buis-zijde _~Prg 105 [Pa] Drukval shell-zijde _~Pa 1754 [Pa]

e

l

~=-ll~

I I I

e

l

I

e

52

-e

(47)

•

is dat de condenslaag aan de wand verwaarloosbaar is ten opzichte van de gasfilm, zie ook figuur 6.

Het aantal van 90000 buizen komt redelijk overeen met het aantal van 60000 dat Schoubye

(1999) noemt voor een 300 [MW] centrale. Als materiaal voor de buizen wordt glas gebruikt,

omdat dit goedkoper is dan andere materialen, zoals bijvoorbeeld emaille.

4.7.6 Filter.

Omdat er toch nog mist gevormd wordt, is het noodzakelijk om het afgas te filteren voordat het geloosd wordt. Door de hiervoor genoemde maatregelen echter, zijn de druppeltjes

relatief groot, waardoor het eenvoudiger is om ze af te vangen. De filters bestaan uit

gewoven fluor-koolstof fibers. Deze stukken worden opgerold en bovenin de glazen buizen gestopt, zoals aangegeven in figuur 19. Schoubye (1989) noemt voor dit type filer een drukval van ongeveer 30 [mbar].

(48)

-•

•

• I

i

• ~

~

_•

1 _U

II

b -

•

'--'

•

Figuur 19 Gebruikte filter.

- 54 -

•

(49)

-- -- -- -- -- ---- - - - ---- -- - -

-•

• 5 Massa- en warmtebalans.

IN VooIWaar Retour UIT

ts

•

M (kg ,-IJ _Q[MW) M (kg .-IJ Q [MW) M (kg.-IJ Q [MWI M [kgs-IJ Q [MW) FEED K 560.6 -1086 0 E L

Koel water E Koel water

0 R 9\.6

1-\4

•

560.6 _._.._..._..._•..._. -979.4 9\.6 Duty C 0 M p C~

•

560.6 ... -1086 0.27 -0.48 NH, M I X

•

E R 560.8 _..._..._._._._... -1087

•

S C R

1<.

J~ 560.8 ...

•

-1087 26.76 Duty H E A T E R ~. 10 560.8

·· .. ···

···

···_···1

-1060

•

₅₅