Het ZnO fluïde bedproces voor de simultane verwijdering van SO2 en NOx uit rookgassen

•

•

•

•

•

•

•

•

..

•

•

•

Nr:

2692

Laboratorium voor Chemische Technologie

Verslag behorende bij het fabrieksvoorontwerp

van

A. Boxman / J. Schenk

onderwerp:

Verwijdering van 50 en NO uit Rookgassen ···2···x···

adres: v. Hasseltlaan 365 / Langegeer 64 2625 HZ Delft 3075 JL Rotterdam

opdrachtdatum: 16 okt lQ~~ verslagdatum: 19 dec. 1986

•

•

•

•

•

•

•

•

,

.

•

•

I

•

INHOUDSOPGAVE I. SAMENVATTING 2. CONCLUSIES EN AANBEVELINGEN 3. INLEIDING

4. UITGANGSPUNTEN VOOR HET ONTWERP 5. BESCHRIJVING VAN HET PROCES 6. PROCESCONDITIES

6. I. De Adsorber (RI4)

6.2. Regenerator (RI7)

6.3. Regenerator 2 (RI9) 6.4. Reacties

7. KEUZE EN BEREKENING VAN DE APPARATUUR 7.1. De Adsorber (RI4)

7. 1.1. Algemeen

7.1.2. Ontwerp fluide bed adsorber

7.1.3. Bepaling van de doorzet van ZnO door de adsorber 7.1.4. Warmtebalans over de adsorber

7.2. Regenerator I (RI7) 7.2. I. Algemeen

7.2.2. Ontwerp van regenerator I 7.2.3. Warmtebalans over regenerator 7.3. Regenerator 2 (RI9)

7.3. I. Algemeen

7.3.2. Ontwerp van regenerator 2

7.3.3. Warmtebalans over regenerator 2

7.3.4. Aanvoer van regeneratiewarmte voor regenerator I en 2 7.4. Het Pneumatisch Transport

7.5. De Gas/Vast-Scheider (MI2)

7.6. De Fluide Bed-Deeltjeskoeler (MI3) 7.6. I. Algemeen

7.6.2. Ontwerp van de deeltjeskoeler

7.6.3. Harmtebalans over de deeltjeskoeler

7'.7. Het Onwerp van de Cyclonen (Cyll, Cy15, Cy16 en Cy 18) 7.7.1. De cycloon van de adsorber (CyI5)

pagina: 2 3 5 8 1 1 11 11 12 12 15 15 15 16 19 22 22 22 23 24 24 24 25 25 26 27 28 29 29 29 29 30 30

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

( vervolg) -

-7.7.2. De cycloon van de deeltjeskoeler (Cy 11) 7.7.3. De cycloon van regenerator (CyI6) 7.7.4. De cycloon van regenerator

7.7.5. De drukval over de 7.8. De Compressor (C8) 7.9. De Gasturbine (M2) 7.10. De Condensor (H9)-7. 10. I. Algemeen 7.10.2. De balansen cyclonen 2

7.10.3. Het ontwerp van de condensor 7.11. De Rookgaskoeler (H9)

7. 11. I. Algemeen 7. I 1.2. De balansen

(Cy 18)

7. 11.3. Het ontwerp van de rookgaskoeler 7. 12. De Vliegasvanger (H7)

7.13. De ZnO-kringloop 7.14. De Hopper (M20) 8. MASSA- EN HARMTEBALANS

9. SPECIFICATIE VAN DE APPARATUUR 10. KOSTEN

11. LITERATUURLIJST 12. SYMBOLENLIJST

BIJLAGE I. WARMTE/KRACHT-KOPPELING

BIJLAGE 2. BEPALING VAN HET VOCHTGEHALTE IN HET ROOKGAS/

BEPALING VAN DE UITGANGSTEMPERATUUR VAN DE COMPRESSOR BIJLAGE 3. APPARATUUR VOORKmffiND IN HET PROCESONT\lliRP

BIJLAGE 4. FLOWSHEET pagina: 31 31 32 32 32 33 34 34 34 34 35 35 35 36 36 36 37 38 40 49 51 52 55 57 59 60

•

• 1. SAMENVATTING '

In dit verslag wordt het voorontwerp beschreven van een n~euw proces voor de zuivering

4t

van rookgassen. Dit proces berust op de simultane adsorptie van NO

x en S02 aan ZnO-deeltjes. De adsorptie vindt plaats in een fluïde bed, dat werkt bij een druk van 4 bar en een temperatuur van 60°C.

Het proces is regeneratief. Dit wil zeggen dat de ZnO-deeltjes ontdaan worden van NO

x

• en S02. De regeneratie gebeurt in twee stappen. In de eerste stap wordt S02 gedesor-beerd. Dit gebeurt in een fluïde bed bij 1 bar en 200°C. Vervolgens wordt NO

gedesor-x

beerd. Ook dit gebeurt in een fluide bed bij 1 bar, maar nu is de temperatuur 300°C. De gescheiden desorptie maakt een verdere verwerking van NO

x en S02 tot b.v. salpeter-• zuur en zwavelzuur vrij gemakkelijk.

Het voorontwerp is doorgerekend voor de energiecentrale van een raffinaderij. Het ther-misch vermogen van deze energiecentrale bedraagt 150 MW. Bij het ontwerp is uitgegaan van een verwijderingsrendement voor NÖ

x en S02 van resp. 55 en 95 %. Deze waarden zijn • gebaseerd op de emissienormen zoals ze door de Nederlandse overheid voor 1990

vastge-steld zijn.

•

•

•

•

•

•

Uit een eerste economische beschouwing van het proces, met de door ons gekozen confi-guratie, is gebleken dat de prijs van de energie met ongeveer 4 ct/kWh verhoogd wordt.

-1-•

~ 2. CONCLUSIE EN AANBEVELINGEN

Het proces dat 1n dit verslag beschreven wordt, is gebaseerd op een aantal aannames.-~Uit

4t gaande van die aannames is dit proces een goed werkend proces. Bovendien is het in verge-lijking met andere, bestaande, processen geen duur proces, zeker niet als men bedenkt dat deze gebaseerd zijn op de huidige normen. Dit proces daarente~en is gebaseerd op de nieu-we, en strengere, eisen van 1990.

4t

Wil het proces in gebruik genomen worden, dan moet het wel voldoen aan de eestelde aan-names. De eerste aanname betreft het reactormodel. Er is uitgegaan van een model, waar-bij de adsorber half als een ideale i tank- en half_ als een ideale-:buisreactor beschouwd wordt. In werkelijkheid zal de adsorber meer het karakter hebben van een ideale tank, • dan dat van een ideale buis.

Verder is een deeltjesgrootte aangenomen waarbij de gemiddelde deeltjesgrootte 300 ~m

bedraagt. Deze deeltjesgrootte is zo gekozen i.v.m. de slechte adsorptie van NO aan

x

ZnO. De derde aanname betreft de reactiesnelheidsconstanten van NO

x en S02' Voor S02 1S • een conversie van 95 % makkelijk haalbaar, maar voor NO zal de conversie van 20 % uit

x

[3]

zal waarschijnlijk aanzienlijk hoger zijn. Dit betekent dat de reactiesnelheidscon-stante van NO in werkelijkheid hoger is dan die door ons berekend is.

x

Ook de conversie van de ZnO-deeltjes, die op 25 % gesteld is, is vastgesteld, en wel op • 25 %. Dit is gedaan i.v.m. de slechte adsorptie van NO aan de deeltjes, en om de

vor-x

ming van ZnS0₄ te voorkomen. Omdat de conversie zo klein is, is het beschikbare vrije oppervlak in de adsorber zeer groot

(~

2Gm2). De onzekerheden ontstaan door de aannames betreffende reactormodel, deeltjesgrootte en reactiesnelheidsconstanten vallen hierbij • 1n het niet.

De enige onzekerheid over het proces, die nu nog over 1S betreft de vorming van ZnS0 4. Deze vorming, die themodynamisch begunstigd wordt, is als zeer gering verondersteld. Dit is gedaan op grond van een veronderstelling gedaan door Graefe

[4].

4t

Er is derhalve nog onderzoek nodig naar de vorming van ZnS0

4. Als uit dat onderzoek blijkt dat de vorming van ZnS0

4, ook bij hogere beladingssraden, gering is, kan de re-generatiestroom van het ZnO verminderd worden, en kan de verblijf tijd van het gas in de adsorber verkort worden. Dit zal de economie van het proces zeker ten goede komen.

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

3. INLEIDING

De door de overheid gestelde eisen aangaande de em~ss~e van

stikstof-en zwaveloxidstikstof-en wordstikstof-en steeds strinpstikstof-enter. De industrie wordt daardoor gedwongen om maatregelen te treffen ter beperking van de uitstoot van deze oxiden. De afgelopen 20 jaar zijn dan ook veel processen

ontwik-keld om de roo-kgassen van installaties als centrales, raffinaderijen

e.d. te zuiveren. De meeste processen, die tot nog toe ontwikkeld zijn verwijderen NO

x en S02 in aparte stappen. Een voorbeeld van een

der-gelijk proces wordt gegeven in de onderstaande figuur.

a: 'high dust' systeem

b: 'Iow dust' systeem

c: 'schoon gas' systeem

K=ketel VV=vliegasvanger LUVO=luchtvoorverwarmer ROI=rookgasontzwavelinrsinst. SKR=selektieve katalytische reduktie NO x S=schoorsteen

Fig. I. Schema voor de verwijdering van NO

x en S02 uit rook~assen tI].

In een dergel~jk proces wordt NO

x gereduceerd tot stikstof en water met

ammoniak. S02 kan verwijderd worden met b.v. het Lurgi Sulfaeid~proees

of het Howden-ICI-proces

t2J.

Nadeel van deze processen is dat ze een dure ?rondstof (ammoniak) ver-bruiken, ofwel een onbruikbaar produkt vormen. Er is daarom een

ontwik-keling op gang gekomen, waarbij processen ontwikkeld worden die NO en

x S02 simultaan verwijderen, slechts een gerinf. verlies aan hulpstoffen hebben en een bruikbaar produkt opleveren.

In dit verslag wordt het voorontwerp van een dergelijk proces beschre-ven voor een 150 MW energiecentrale van een raffinaderij. Als

-3-•

i

e

punt voor dit voorontwerp diende een rapport van Battelle [3]. Het

pro-ces gaat uit van een simultane verwijdering van NO

x en S02 door

adsorp-tie aan zinkoxide. Desorpadsorp-tie van NO

x en S02 vindt plaats in twee

stap-pen. Dit zorgt voor een gemakkelijke verwerking tot resp. salpeterzuur

Ie

en zwavelzuur.

Er is gekozen voor een procesvoering, waarbij zowel de adsorptie als de desorptie plaatsvindt in een fluïde bed. Verder is een compressor gein-stalleerd om de grote afgasstroom te kunnen verwerken. De compressor

I

e

wordt aangedreven door een gasturbine. De afgassen van deze turbine

wor-den naar het fornuis gevoerd. Dit leidt tot de zgn.

warmte/kracht-kop-peling. Het rendement van gasturbine en ketel is nu groter dan het ren-dement van elk afzonderlijk.

'

.

•

•

•

-4-•

I .•

r

•

•

•

•

•

I·

4. UITGANGSPUNTEN VOOR HET ONTWERP

Het proces 1S ontworpen om de rookgassen afkomstig van het fornuis met

een totale thermische capaciteit van 150 MW te reinigen van NO

x en S02.

Ook wordt de hoeveelheid vliegas gereduceerd. Het fornuis wordt

ge-stookt op 3500"(RI) olie waarvan de samenstelling als volgt is:

koolstof 83.9 (%wt)

waterstof I I .5

zwavel 4.0

stikstof 0.4

as 0.04

vrij en geb. water 0.2

De verbrandingswarmte van de olie bedraagt 9650 kcal/kg; er wordt ge-werkt met een luchtovermaat van 20 %. De hoeveelheid aangevoerde lucht

3 wordt hiermee gelijk aan 47,4 nm Is.

3

Per kg olie ontstaat 13,5 nm /s rookgas. De hoeveelheid te reinigen

rookgas wordt hiermee gelijk aan 180555 nm3/h. De temperatuur van dit

- -0

gas bedraagt 350 C, nadat het de economizer, waarin het ketelwater

voor-verwarmd wordt, heeft gepasseerd. De samenstelling van dit rookgas is:

CO 2 I\.6 (%vol) H 20 10.9 S02 0.21 N 2 74.0 °2 3.3 S03 40-60 (ppmvol) NO 300-600 x CO 10 halides 5-10 vliegas :100-150 (mg/nm ) 3

Het proces is ontworpen op basis van de door de overheid gestelde nor-men betreffende de NO

x- en S02-emissiewaarden in 1990:

-5-~. NO x S02 maximaal 150 g/GJ, maximaal 230 g/GJ.

Hieruit kan nu het minimale rendement van het adsorptieproces gehaald

• worden:

•

•

~.

I

.

~.

'

.

J 150 S02,max.= 230. 1000 = 34,5 gis of 124,2 kg/h -6 Aanwezig: 2100.10 .180555/22,4.64 = 1083,3 kg/h Min. rendement (1083,3-124,2)/1083,3.100% = 88,5% NO x,max. 150 150. 1000 = 22,5 gis of 81,0 kg/h 60.10-6.180555/22,4.46 22,2 kg/h N0 2 540.10-6.180555/22.4.30 130,6 kg/h NO Aanwezig : Totaal 152,8 kg/h NO x Min. rendement (152,8-81,0)/152,8.100% = 47,0%

Het te verwijderen gas wordt geadsorbeerd aan zinkoxide. Gegevens over het gebruikte zinkoxide staan hieronder vermeld:

M

ZnO= 81 kg/kmol

S _{pee. oppv .=} I 8 m2/g Stabiliteit= hoog (bij Bolvormigheidsfactor= 0,6

°

temperaturen tot 1000 C) Dichtheid= 2300 Stortgewicht= 1200 Warmtecapaciteit= 500 Warmtegeleidingscoëf.= 0,5 kg/m3 kg/m3 J/kg/K W/m/K

Het proces wordt continu bedreven, bij een bedrijfstijd van 8500 uur per jaar.

Hoewel het zinkoxide continu wordt geregenereerd, zal het door s l i j -tage moeten worden aangevuld. Het slij-tageverlies is geraamd op 5 gis. Dit betekent dat een suppletiestroom van 153 tij benodigd is.

De optimale temperatuur voor adsorptie ligt tussen de 55 en 60 °C. De

regeneratie vindt in twee stappen plaats. Bij 200°C desorbeert het S02

en vervolgens desorbeert NO bij 300~. Eventueel zevormd zinksulfaat

x

-6-•

r

• 5. BESCHRIJVING VAN HET PROCES

•

(zie flowsheet)

5. I Voorbewerkingen

Het rookgas afkomstig van de ketel verwarmt eerst het ketelwater dat

wordt gebruikt voor de produktie van stoom~ Dit gebeurt in de

econo-°

mizer (H4). De temperatuur van het gas bed~aagt nu 350

e.

Vervolgens

• wordt met dit gas in de luchtvoorverwarmer _(LUVa, H3) lucht, die naar

°

het fornuis (F6) gaat, verhit tot 300 C. De temperatuur van het

rook-gas daalt hierbij tot 265 PC. Deze temperatuur moet teruggebracht

wor-den naar 25°C. Het doel hiervan is drieledig. Ten eerste volgt uit een

• warmtebalans over de adsorber (RI4) dat de inlaattemperatuur van het

°

gas slechts 80 C mag bedragen. Verder mag de temperatuur van het gas

dat de compressor (C8) in gaat niet hoger zijn dan 40 ~.

Tenslotte mogen tijdens de compressie van het rookgas geen

waterdrup-• pels ontstaan. Hierdoor moet het dauwpunt van het water teruggebracht

worden tot 25 ~.

~.

De eerste stap in dit proces ~s het verwijderen van vliegas. Dit

ge-beurt in een vliegasvanger (Electrostatische precipitator (ESP),(M7).

Het verwijderen van het vliegas wordt gedaan om de schoepen van de

-compressor (C8) te beschermen. Vervolgens doorloopt het gas een koe-ler (HIO) en een condensor (H9).

In de koeler (HIO) koelt het ras af van 265 naar 1620

e,

waarbij

middel-• drukstoom van

la

bar en 220° C geproduceerd wordt In de condensor (H9)

wordt zoveel vocht uit het gas gecondenseerd, dat er geen condensatie

optreedt in de compressor (C8). Dit gebeurt met koelwater.

De compressor (C8), een axiaalcompressor, verhoogt de druk van het gas van I naar 5 bar. Dit gebeurt in een aantal trappen, waarbij per trap

zodanig gekoeld wordt dat de eindtemperatuur van het gas 80 0

e

bedraagt.

De compressor (C8) wordt aangedreven door een gasturbine (M2). De

uit-laatgassen van deze turbine (M2) hebben een temperatuur van ruim 500 ~

• en het zuurstofgehalte ligt boven de 16 %vol. Daarom worden deze gassen

~

naar het fornuis gevoerd waar ze, samen met de in de LUVa (H3)

voorver-warmde gasstroom worden gebruikt voor de verbranding van de olie. Er is hier dan ook sprake van een zgn. warmte/kracht-koppeling.

•

•

• 5.2 Adsorptie en Afvoer van de Rookgassen

Het rookgas van 80°C wordt nu ~n de adsorber (RI4) gevoerd. Deze ad-sorber (RI4) ~s een fluïde bed, dat op 60 °C wordt gehouden. Hier vindt • de adsorptie van het NO

x en 802 aan de zinkoxide-deeltjes plaats. Het uittredende gas wordt vervolgens door een cycloon (CyI5)geleid, nadat er eerst twee aftakkingen zijn geweest. Na recombinatie van deze twee gasstromen met de hoofdstroom is de druk gedaald tot 3,5 bar en is de • temperatuur gestegen tot 70°C. Het gereinigde rookgas wordt dan gesmoord

tot een geringe overdruk. De temperatuur daalt hierbij tot 65 °C, en het gas wordt via de schoorsteen (M21) afgevoerd.

• 5.3 Regeneratie en Transport van Zinkoxide

De deeltjesstroom van 60 ~ verlaat de adsorber (RI4) en wordt de eerste regenerator (RI7) ingebracht. Dit is een fluïde bed dat op 200°C wordt • bedreven. Het bed wordt gefluïdiseerd met een klein deel van de

gas-stroom, dat afgetakt is na de LUVO (H3). Extra warmte wordt toegevoerd

L

Er wordt ook stoom van 10 bar en 220vanuit buizen, die vertikaal door het bed lopen en waardoor stoom loopt. °C in het bed geblazen, waardoor e-ventueel gevormd zinksulfaat vrijwel volledig zal ontleden. De hoeveel-heid gas is zodanig gekozen dat het 80

2-gehalte aan de uitgang 10 %vol zal bedragen. dit is een geschikt percentage voor verdere verwerking tot zwavelzuur.

• De deeltjes komen vervolgens in de tweede regenerator (RI9). Ook dit ~s

een fluïde bed. De temperatuur in dit bed is 300° C. Ongereinigd rookgas, afgetakt na de economizer (H4) wordt gebruikt om het bed te fluïdiseren. De temperatuur van dit rookgas is 350 °C. Additionele warmte wordt weer • geleverd door stoom, dat door vertikale buizen stroomt. In dit bed

ont-wijkt NO ,

x terwijl ook hier de gasstroom zodanig gekozen is, dat het

gehalte aan NO aan de uitgang 10 %vol bedraagt. Het NO is nu gereed

x x

voor verdere bewerking tot salpeterzuur.

• De geregenereerde zinkoxidestroom wordt aangevuld vanuit de hopper (M20) waarna de deeltjes verder getransporteerd worden d.m.v. pneumatisch

transport. De deeltjes worden op deze manier ruim 20 meter omhoog ge-bracht naar de scheider (MI2), waar het transportgas van de deeltjes • wordt gescheiden. De temperatuur van de deeltjes (20SoC) is nu nog te

•

• hoog om direct 1D de adsorber (RI4) te worden gevoerd. Ze worden daarom eerst gekoeld in een fluide bed (M1J).Dit fluïde bed staat opgesteld boven de adsorber (R14) en wordt p,e-fluïdiseerd met een deel van het gereinigde rookgas. Dit gas warMt daarbij op tot 6SoC.

De overige warmte wordt aan de deeltjes onttrokken Met een koelspiraal, waar water

door-4t

heen geleid wordt. Na te zijn afgekoeld, vallen de deeltjes terug in de adsorber (RI4).

•

I.

•

•

•

•

•

•

-10-•

•

. -6. PRoeEseONDITIES 6.1 De Adsorber (RI4)

•

-Rookgas: M 29,53 kg/kmol 44,6 3 ~g nm /s

•

m 58,8 kg/s T. sooe ~n T uit 60°C Pin 5,0 bar Puit 4,0 bar rel. vochtigheid= 100 % T 44 s

•

-Zinkoxide: M 81 kg/kmol m 14,4 kg/s T. 6:f C ~n

•

T uit 60°

ë

T 2 I , I h ~ 25 % • 6.2 Regenerator I (RI7) -Rookgas: M = 28,45 kg/knol

•

3 ~ g 0,9 nm /s

m

= 1,13 kgf s T. 265 oe ~n T uit 200 0

è

•

4'bed 0,6 bar T 22 s -zinkoxide:

•

m = 14,4 kg/s

-11-•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

T. 60°C 1n T = 200°C uit 't = 55 min

-Stoom (door het bed):

T. 1n 0,07 kg/s 220°C T .

=

200°C U1t 6.3 Regenerator 2 (RI9) -Rookgas: M 28,45 kg/kmol 0, 15 3 tPg nm /s

m

0, 19 kg/s T. 350°C 1n T uit 300°C l;Pbed 0,6 bar T 35 s -Zinkoxide:

m

14,4 kg/s T. _1n 200°C T . U1t T 21 min 6.4 Reacties

In de adsorber en regeneratoren vinden de volgende reacties plaats:

ZnO + S02 !::::=; ZnS0 3 ZnO + 2NO + I ,502 ~ Zn(N0 3)2 ZnO + 2N0₂ + !02 ~ Zn(N0₃) 2 ( I) (2) (3)

Het evenwicht van reactie (I) verschuift geheel naar links bij temperaturen hoger dan 190°C. Beneden de 12cfc ligt het evenwicht aan de rechterkant [5]. Ook treedt hydra-tatie op. Het gevormde produkt hierbij is ZnS0

3.2!H20.

-12-•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

Een ongewenste nevenreactie, die op kan treden, is de volgende:

ZnS0₃ + !02 ~.==

.. ;

ZnS0₄ (4)

Deze reactie 1S ongewenst, omdat ZnS0

4 pas ontleedt bij temperaturen boven 610°C

(6):

610°C 3ZnS0 4 ·oZnO.2ZnSö4 + S03 Z

°

2Z SO 740 C .3ZnO +2S0 3 n . n 4 (5) (6) Vorming van ZnS0

4 bij de regeneratie wordt voorkomen, door de aanwezigheid van stoom

(4J.

ZnS0

3 ontleedt dan reeds bij lagere temperaturen, en de vorming van ZnS04 is

mini-maal.

De reactie van NO met ZnO tot Zn(N0

2)2 is zeer gevoelig voor zuurstof. Zelfs bij zeer ge-ringe hoeveelheden zuurstof wordt Zn(N0

2)2 direkt omgezet in Zn(N03)2. Zn(N03)2 ontleedt

bij temperaturen boven 280°C. De vorming van ZnS0

4 wordt bevorderd door een hoge N02-concentratie. De concentratie aan N0₂ in het rookgas is la~g «60 ppm), dus de kans op sulfaatvorming is gering.

Uit een DTA (Differential Thermal Analysis.) blijkt bij welke temperaturen achtereenvol-gens ZnS0

3, Zn(N03)2en ZnS04 ontleden (fig. 2). Het temperatuurverschil tussen de ont-leding van de stoffen biedt de mogelijkheid tot gescheiden regeneratie.

De simultane adsorptie van S02 en NO

x is optimaal in een temperatuurgebied, dat ligt tus-sen de 55 en 60°C. In dit gebied zijn S02-adsorptie rendementen mogelijk, die groter Z1Jn dan 90 %. De aanwezigheid van NO in het rookgas versnelt bovendien deze adsorptie.

Omge-x

keerd treedt geen versnelling op van de adsorptie van NO

x door de aanwezigheid van S02. De best behaalde experimentele resultaten voor simultane adsorptie van NO

x en S02 op ZnO zijn resp. 58 en 95 %. Deze resultaten zijn behaald in een gepakt bed. Het 1S daarom te verwachten, dat in meer dynamische apparatuur, zoals een fluïde bed, deze resultaten nog verbeterd kunnen worden, hoewel de reeds behaalde conversies voldoende zijn om binnen de door de overheid gestelde normen te blijven (althans voor het hier gebruikte rookgas).

-13-1--

---•

•

•

'

.

I

.

I

•

•

I

I

.

I

! ~.

:

.

•

...

lol lil lol ~ N

...

UI N

-N

-

•

_...

N ~

-N ~ C

~

•

8

-§

-8

CO) lil

...

lol

•

...

lol (ft

...

lol

-o

...

lol

-N

...

lol

-lol

...

w ~ Endothermic ~ E.othermic

...

~

i

1

I

»

•

..

I

•

I

-

CD

I

_{ZnS0 3} ~

-

3

I

;'

I

_{Zn(N0 3)} 2~ ~

-

3 ;' ZnS0 4

Fig. 2. DTA van ZnO beladen met ZnS0 3, Zn(N0 3)2 ~n Z~S04·

-14-I

I I

•

I

.

7. KEUZE EN BEREKENING VAN DE APPARATUUR

•

•

•

•

•

7.1 De Adsorber (RI4) 7.1.1 Algemeen

Als adsorber 1S een fluIde bed gebruikt. Hierbij hebQen de volgende overwegingen een rol gespeeld:

a) de reiniging van het rookgas is een continu proces; b) temperatuurbeheersing is belangrijk;

c) ZnS0

4-vorming moet zeer gering zijn;

d) verblijftijdspreiding is relatief onbelangrijk;

e) intensief contact tussen rookgas en ZnO-deeltjes 1S noodzakelijk; f) het proces moet regeneratief zijn;

g) bedrijfsvoering moet eenvoudig zijn; h) het proces moet flexibel zijn.

De eerste 6 punten W1]Zen 1n de richting van een fluïde bed. De punten g) en h) vallen wat nadelig uit. Bij een constante bedrijfsvoering prevaleren echter toch de eerstge-noemde aspecten.

3 .

De adsorber moet een capaciteit hebben voor het reinigen van 44,6 nm /s rookgas .. De temperatuur van het gas in de adsorber bedraagt 60 oe. Deze rookgasstroom is kleiner dan de stroom die uit het fornuis komt. Dit komt omdat er reeds twee vertakkingen geweest zijn, één naar regenerator 1 en één naar regenerator 2. Bovendien is het watergehalte • teruggebracht van 10,9 naar 2,0 %. Hierdoor is de molecuulmassa van het rookgas

ver-•

•

•

•

anderd, en wel van 28,45 naar 29,53 kg/kmol. Ook de NO

x- en S02-concentratie is ge-stegen:

NO _x 600 50,2 _{. 44,6} = 674 _ppm,

S02:

2100·Z~:~

2361 ppm

De samenstelling van het rookgas wordt hierdoor:

e0 2 13, 1 (%vol) H 20 2,0 S02 0,24 N 2 83,3

-15-I

I

.

'

.

•

°2

.

-

3,7 S03 45-70 (ppmvol) NO _x 340-675 CO 11 halides 6-12 vliegas 110-170 (mg/nm ) 3

Als verwijderingsrendement voor S02 wordt gekozen 95 % (min. rendement is 88,5 %).

Hier-uit volgt de te verwijderen hoeveelheid S02:

lil

S02' verw .

-6

0,95.2361.10.44,6/22,4 4,46 mol/s

. 4t Voor NO 1S het verwijderingsrendement gesteld op 55 % (minimum is 47 %). De te

verwij-x

4t

deren hoeveelheid NO wordt hiermee:

x lil NO ,verw. x -6 0,55.674.10 .44,6/22,4 0,73 mol/s De molenstromen van NO

x en S02 bepalen het benodigde oppervlak voor de verwijdering.

Daarnaast 1S van belang de conversie van het ZnO. Er is gekozen voor een conversie van

25 %. Dit 1S gedaan om ZnS0

4-vorming zoveel mogelijk te voorkomen. Verder daalt volgens

4t Goldberg

C3J

het verwijderingsrendement van NO sterk bij een hoge bezettingsgraad van

x

het oppervlak.

7.1.2 Ontwerp van de fluïde bed adsorber

4t

Voor het ontwerp van het fluïde bed is uitgegaan van de methode van Kunii en Levenspiel

•

[7J.

Voor de minimale fluïdisatiesnelheid geldt volgens hen:

2 Pg 1 , 75. u f .--;;c?---'"'-m - d \jJ E_mf p. ( P- p)'8 s g (7)

In deze formule is ~ voor de meeste stoffen bij benadering gelijk aan 0,5. De maximale

4t snelheid van het gas volgt uit:

4t 4t 2 u max 4d ( P - P. ) g p s g 3 PC g wr (8)

-16-•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

,

-C volgt uit-een grafiek tegen Re . De gekozen u moet nu liggen tussen u

mf en u . De

wr p 0 max

diameter van het bed wordt verder gegeven door:

D (4. rp

ITT/u

)!

g 0

In (9) staat rp voor de gasstroom, welke gelijk 1S aan:

g

44,6~(t+273)/273/p

(9)

( 10)

waarin t de temperatuur van het gas in het bed is, en p de druk bovenin het bed.

Door het combineren van (7), (8), (9) en (10), en met als randvoorwaarden dat d kleiner

p

moet zijn dan 0,5 mm en de diameter van het bed kleiner is dan 12 m, volgt:

d _p 300 ).lm t 60°C _rpg u 0, 14

mIs

d 400 ).lm d 0 max m1n D 1 1 ,2 m u mf 0.068

mis

u max p 4,0 bar

Verder volgt uit

[7]

dat voor deze u geldt:

o L

IL

=

(1- E )

I

(1- E ) f mf mf f 1,2 dus E f is 0,58. 13-;-8 3

=

m

Is

100 ).lm 0, 15

mIs

( 11)

In het nu volgende wordt een afleiding gegeven om de benodigde lengte van het bed te kun-nen bepalen. Het fluïde bed is hierbij opgevat als een half-buis, half-tank reactor, zo-als blijkt uit fig. 3. Deze aanname wordt aannemelijk door te kijken naar het

Froude-ge-Ilf

Fig-.

:3.

Schematische tekening van het reactormodel.

-17-~.

•

tal:

( 12)

• Invullen van de getalwaarden geeft in dit geval een waarde voor Fr van 1,6. Deze waarde

is iets groter dan door

t71

gegeven wordt voor de overgang van propstroom naar

bubbling-bed.

Verder 1S voor de bepaling van de lengte van de adsorber uitgegaan van de experimenten

• van Battelle voor adsorptie in een gepakt bed. Bij deze experimenten werd een

verblijf-tijd van 9 s voor het gas gebruikt. Gemiddelde adsorpties waren resp. 20 % voor NO ,

x

en 95 % voor S02. Met deze gegevens is een reactieconstante bepaald, waarbij het

ge-pakte bed als een ideale buis beschouwd werd. Voor de conversie van een ideale buis

• geldt:

In (

11 (

1-1;) ) kT (3)

• Uit (13) volgt nu voor de reactiesnelheidsconstanten van NO_x en S02:

•

•

•

•

•

•

S02: I; 0,95 k=ln(I/(I-0,95))/9 = 0,333 s -I -I NO _x : I; 0,20 k=ln(I/(I-0,20))/9 0,025 s

Voor een ideale tank met een eerste orde reactie geldt:

T

slkl

(I-I;) ( 14)

Nu kan de benodigde verblijf tijd worden bepaald voor zowel een tank- als een

buisre-actor bij de gewenste conversie. Voor S02 is I; 0,95 en voor NO

x 0,55 genomen.

Voor S02 is Tb . met (13) en 1;=0,95 en k=0,333 s-I gelijk aan 9 s; T k is met

U1S -I -I tan

(14) gelijk aan 57 s . Tb. is voor NO met 1;=0,55 e~k=0,025 s gelijk aan 32

S;

U1S x

T _tan k is gelijk aan 49 s.

Met de veronderstelling dat het bed zich voor 50 % als een ideale tank en voor 50 %

als een ideale buis gedraagt, volgt hieruit voor de verblijf tijd in het bed:

T_oas (32+57)/2 = 45 s. Voor de lengte vàn het fluïde bed volgt met deze gegevens en

<> de nu volgende formule - ') L 4 <p T 1 Tflt.f/D~ g gas ( 15)

-18-•

•

•

dat deze 10,8 m bedraagt. De lengte-diameterverhouding wordt hiermee ongeveer 1. De diameter van het freeboard, i.e. een deel van de reactor dat ervoor zorgt dat de mee-gesleurde deeltjes weer terugvallen in het bed, is zodanig gekozen dat de snelheid

i~ het freeboard kleiner is dan u

mf' De diameter bleek dan 12,7 m te moeten bedragen. Uit t7] (fig. 3.16) volgt voor de hoogte van het freeboard (TDH): TDH/D

=

0,4. De hoogte van het freeboard bedraagt derhalve 4,5 m. De totale lengte van het bed wordt dus 10,8 + 4,5 = 15,3 m.

De drukval over het bed kan met deze gegevens worden bepaald. De drukval is te verde-.. len in twee delen. Ten eerste is er de drukval over het bed,die volgt uit

L71

(p. 72),

•

•

•

•

en ten tweede is er de drukval over de verdelerplaat. Deze volgt uit C7] (p. 90). Op tellen van deze twee termen geeft voor de vereiste druk van het binnenkomende gas: Pin

=

Puit + 6Pbed + 6Pverd.

=

4,0 + 0,9 +0,1

=

5,0 bar.

7.1.3 Bepaling van de doorzet van ZnO door de adsorber

Voor de molenstroom NO

x en S02 naar het oppervlak van de ZnO-deeltjes geldt:

<IJ

mol (mol/s) (16)

De grootte van de molenstroom 1S voor beide bekend. Er 1S aangenomen dat de

concen-tratie aan NO

x en S02 aan het oppervlak zeer klein is. Voor het

concentratiever-schil kan dan de bulkconcentratie (c

b) gebruikt worden. Om het benodigde oppervlak te bepalen is verder nog de overdrachtsconstante kd nodig. Deze wordt bepaald met het bubbling bedmodel, aangepast voor dit proces:

Sh overall kdd pY D • ~ ëf2 _ 0_, (ybSh + Y s p. (K- )b) I-€ 6D -bc 1 (I7)

• Hierin is Y = 1 en volgt D voor S02 en voor NO

x uit Prausnitz [Sl. Volgens het bub-bling bedmodel bestaat het bed uit een emulsie van deeltjes waarin bellen opstijgen. Om deze bellen bevindt zich een wolk (cloud).

•

•

•

De variabelen, die Sh 11 bepalen, worden nu berekend: over a Ö

=

(€f-€mf)/(I-€mf)

=

0,16 Voor Voor Voor Yb geldt: 0,001 <Y b< 0,01. Er is gekozen voor de diffusiecoëfficiënten volgt uit 8: DNO

=

*

x

Sh geldt:

-19-een Yb van 0,005. -6 2

3,96.10 m Is; DSO 2,21.10 -6 m 2 Is.

2

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

Met Sc = n/pD isO, 549 voor ui t voor S!: Sh-= 4,63 voor NO , en 0,974 voor x zowel NO x als S02. <!> ,

s de bolvorrnigheid van het deeltje is 0,6.

(~c)b' de overdrachtscoëfficiënt tussen bed en wolk,

u 1/2 1/4 -1 (~c)b = 4,5. mf + 5,85.(D g ) = 88,2 s . - db d5/4 b 19,8 volgt hier-is:

Hierbij is ~, de diameter van de bel, gelijk gesteld aan 0,35 cm. Deze waarde voor de bel geldt onderin het bed, vlak na de verdeelplaat. Bovenin het bed is de bel dia-meter ongeveer 4,5 cm. Met deze gegevens kan Sh bepaald worden uit (17):

overall Sh

overall,NO

x

0, 146; Sh _{oV.era ,} 11 SO = 0,086. ₂

Voor de overdrachtscoëfficiënt geldt nu:

-4

-4

kd NO = 11,2.10

mis;

k 11,0.10

mis.

, x d,S02

Deze waarden moeten nog gecorrigeerd worden met een factor 1,69. Deze factor ( 7], (p. 246) verbeterd de overdracht in het geval van propstroom in het bed:

-4 -3 k

d= 1,69.11,1.10 = 1,88.10

mis.

De volgende stap is het bepalen van de bulkconcentratie in het bed. Omdat het bed half ideale tank, half ideale buis is moet de bulkconcentratie voor beide apart bepaald worden. (met bulkconcentratie wordt hier

c

b bedoeld).

Voor een ideale tankreactor is de concentratie in de tank overal gelijk aan de uit-gangsconcentratie:

Ct

_an k= (l/(l+kT)c

0 (19)

Voor NO wordt dit met k=0,025 en t=45:

C

k=O,47c; voor S02 met k=0,333 en T=45:

x tan 0

Ct k=0,06c _{an o.}

In een ideale buis kan de gemiddelde concentratie worden gevonden door normering over de lengte van de reactor:

L N f

J

exp(-kTx/l)dx =

°

(20) De normeringsfactor N f wordt dus:

-20-•

•

•

•

•

•

kT/L/(I-exp(-kT))

Voor NO wordt dit, met

x -I met k=0,333 s en T=45 -I k=0,025 s en T=45 s: -I s: N_f SO =1,387 m • , 2 Nf NO =0, 154 _{, x} m -I (21)

voor S02 wordt dit,

Voor de plaats waar de concentratie gelijk is aan de gemiddelde bulkconcentratie geldt:

dus x Nf JO exp(-k-rx/1)dx 1 2 , x = -L.(ln(-~kr/LNf) + 1)/kT c b (22) (23) Voor NO

x wordt dit: x=3,96 m; voor S02: x=0,50 m. De concentratie kan nu bepaald wor-den met de volgende formule:

(24)

Dit wordt voor NO

x: cb=0,66co; voor S02: cb=0,50co.

Aangezien het fluïde bed zich half als een ideale tank, en half als een ideale buis gedraagt, kan de gemiddelde concentratie bepaald worden door deze twee concentraties

• te middelen.

•

Voor NO wordt dat:

c

b=0,47+0,66.c = 0,57.0,096 x 2 0 3 0,055 mol/m ; en voor S02:

c

_b=0,06+0,50.c = 0,28.0,337 = 0,094 mol/m3. 2 0

c Is berekend door de ideale gaswet te gebruiken om het molair volume te bepalen. o

Vervolgens is de inverse hiervan vermenigvuldigd met de relatieve hoeveelheid NO

x

resp. S02 in het rookgas.

Het benodigde ZnO-oppervlak kan nu bepaald worden: -3 A S02= ~mol,so2/kd/cb 4,46/1,88.10 /0,094 = 25237,6

~O

=

~

mol

NO /kd/C_b = 0,73/2/1,88.10-3/0,055 = 3530,0 x ' x 2 m m 2

• Het totaal benodigde oppervlak wordt dus 25237,6 + 3530,0 = 28767,6 m2.Dit oppervlak moet elke seconde opnieuw aanwezig zijn. Daar het gebruikte ZnO een specifiek opper-vlak bezit van 8 m2/g v6lgt hieruit de benodigde mass.astl.room aan ZnO:

m

_{Z 0= At tjA} Z

°

= 28767,6/8000 = 3,6 kg/s. Bij een conversie van 25 % wordt de

n 0 sp., n

• massastroom 4.3,6=14,4 kg/s.

•

• De verblijf tijd van de deeltjes in het bed wordt hiermee:

Tcteeltjes= (I-E_{f ) ZnOVbed/m = 22,65} s.

7.1.4 Warmtebalans over de adsorber

• Uit de warmtebalans over de adsorber volgt de hoeveelheid warmte, die aan het bed moet

worden toegevoerd om dit op 600

e

te houden. De warmtestroom bestaat uit vier

componen-ten: deeltjes,adsorptiewarmte, verlies naar de omgev~ng en warmte van het rookgas:

•

•

•

•

a) deeltjes: b)ads. warmte:

c)verlies omg.:

Q

TI.D.L.h.~T

+ 0,023/2.4153

TI. 11,2. 10,8.1 18.(25-60)

Totaal Deze hoeveelheid warmte moet opgebracht worden door het rookgas:

6T =1 167,3.103/m /c = 1167.103/(44,6.22,4/29,53)/1000 = 20°C

g p,g

De temperatuur van het rookgas aan de ingang bedraagt dus 60 + 20 = 80o

e.

37,2 kJ/s 321,4 kJ/s -1525,8 kJ/s -1167,3 kJ/s

De warmteoverdrachtscoëfficiënt h volgt uit een beschouwing tussen de wand en de

deel-tjes, zoals beschreven in (7J (p. 265 e.v.).

7.2 Regenerator 1 (RI7)

7.2.1 Algemeen

• In regenerator I worden de met NO

x en S02 beladen deeltjes ontdaan van S02' Dit S02

komt vrij bij temperaturen hoger dan 190o

e.

Omdat bij 2800

e

ook het Zn(N0

3)2 ontleedt

en de regeneratie van het ZnO in twee gescheiden stappen uitgevoerd wordt, moet de

temperatuur in deze regenerator dus lager zijn dan 280o

e.

•

•

•

•

Verder is de S02-concentratie in de uitgaande gasstroom zo gekozen, dat deze 10 %vol bedraagt. Dit is een concentratie, die het gas geschikt maakt voor ditekte produktie

tot zwavelzuur

D21.

Het is belangrijk, dat de deeltjes uit de adsorber snel de gewenste temperatuur van

°

200

e

aannemen. De tijd die een deeltje nodig heeft, om die temperatuur te bereiken,

kan geschat worden door de warmteindringing in een bolletje te beschouwen C9]. Een

warmtebalans over een ZnO-deeltje geeft:

-hAt/pc Z OV _{p, n}

-22--6t/pc d

•

• Tevens geldt voor een bolletje:

-hd

I

À

=

6,6

p (26)

• Combinatie van (25) en (26) geeft:

•

ln«200~T» /(200-60» -39,6 at/d2

p -39,6Fo (27)

-7 2 0

Met a_ZnO = 2,7.10

Wim

IK

geeft dit voor <T> =0,99.T_I = 198 C een zeer kleine t «0,04 s).Het opwarmen van een deeltje gaat dus zeer snel.

Opwarmen van een deeltje kost echter wel een aanzienlijke hoeveelheid energie. De klei-ne gasstroom , die gebruikt wordt voor fluïdisatie kan dit niet opbrengen. Daarom • wordt stoom gebruikt om deze warmte aan te voeren. Deze stoom wordt met buizen door

het bed geleid. De warmteoverdracht van de wand naar de deeltjes moet goed zijn, om die warmte snel naar de deeltjes te kunnen brengen.

De goede warmteoverdracht leidde ertoe voor regenerator I een fluïde bed te kiezen. • Andere eigenschappen van een fluïde bed, die tot deze keuze geleid hebben, zijn o.a.

intensief contact tussen de deeltjes en het regeneratiegas, t~mperatuurbeheersing,

continue regeneratie, maar vooral een zeer geringe ZnS0

4-vorming in een fluïde bed

•

•

•

•

•

•

[4J.

Vooral dit laatste, vorming van ZnS0

4 is ongewenst. Uit laboratoriumexperimenten van Graefe [41 voor ZnO-regeneratie is gebleken, dat ZnS0

4-vorming in een fluïde bed zeer gering is. Bovendien bleek dat reeds gevormd ZnS0

4 ontleedde in de aanwezigheid van stoom.

Naast stoominjectie beperkt ook een lage 02-concentratie de vorming van ZnS0

4. Daarom wordt bij de regeneratie 02-arm gas gebruikt. Dit gas op zijn beurt is afkomstig van de rookgasstroom, en ~s een aftakking na de LUVO. De 02-conc. in dit gas is slechts 3,3 %vol.

7.2.2 Ontwerp van regenerator I

Door het beschouwen van vgl. (7), (8), (9), en (10) volgt voor regenerator I,bedreven bij 2000 C:

u f = 0,068 _{m ·}

mis;

u _max = 0,24

mis.

Er ~s gekozen voor een u van 0,20

mis

om de afmetingen van de apparatuur niet te groot

o

te laten zijn. De gasstroom wordt bepaald door de eis dat de S02-conc. aan de uitgang 10 % is. De Volumestroom S02 bedraagt:

-3 3

~ SO = 4,46.22,4.10 = 0,10 nm

Is.

De ingaande gasstroom ~s dus 9.0,10

2

-23-3

•

•

•

•

Met deze gegevens kunnen de afmetingen,!van dit flulde bed bepaald worden: D

=

3,15 m; TDH/D

=

0,8, dus TDH

=

2,50 m; Dfb

=

5,40 m.

Verder ~e1dt volgens [10: L/D

=

2,2 voor D

=

3,15 m, dus L

=

7,00 m.

Volgens [71 geldt voor dit systeem dat (I-Ef)/(I-Emf)

=

1,3. Met Emf

=

0,5 geeft dit voor Ef: E~ = 0,62.Nu kunnen de verblijf tijden van gas en deeltjes berekend worden:

2

T EfV

b dip = 0,62. Tf/4.D .L/(0,9.473/273) = 22 s

gas e g 2

deel tjes = (1-t: f)P ZnOVbe/

m

= 0,38.2300.Tf /4.D .L/14,4 55 ml.n. Voor de mees1euring van de deeltjes geldt:

3

1,13 gis (= 1,25 g/nm). Deze meegesleurde deeltjes Fs/A C,).U = 0,001, dus Fs=

t,1S 0

worden van de gasstroom gescheiden door een cycloon. De drukval over het bed bedraagt:

I:, Ptot = I:, P_bed + I:, p_{verd •} 0,57 + 0,06 = 0,63 bar.

• Deze drukval wordt overwonnen door de regeneratiestroom aan te zuigen door een ventila-tor, die de stroom verder leidt naar de zwavelzuurfabriek.

7.2.3 Warmtebalans over regenerator 1

• De warmtehuishouding van regenerator 1 ziet er als volgt uit:

•

•

•

•

•

•

a) deeltjes: b)des. warmte: c) verlies omg.: d) reg. gas: Q Q 14,4.685.(60-200) 0, 29 . ( -9 59) = =1f .D.L.h. tlT = Tf .3,15.7,0.40. (25-200)

m

.c . tlT 1,14.1. (290-200) = g p - 1 38 1 , 2 kj / 2 - 273,8 kJ/s - 484,9 kJ/s 102,9 kJ/s Totaal: -lü37,6 kJ/s Deze 2,0 MW worden geleverd door het stoom, dat door de buizen stroomt die in het bed hangen. Ook in regenerator 2 gebeurt dit. Daarom zijn ze gekoppeld. De stoom loopt eerst door regenerator 2, en vervolgens door regenerator 1.

7.3 Regenerator 2 (RI9) 7.3.1 Algemeen

Het Zn(N0

3)2 wordt ontleed in regenerator 2. Dit is evenals regenerator 1 een f1ulde

bed, waarbij dezelfde criteria gehanteerd zijn als bij regenerator 1. Het gedesor-beerde NO wordt in geconcentreerde vorm

x Zn(N0

3)2 ontleedt bij temperaturen hoger _o

naar een salpeterzuurfabriek geleid. o . . .

dan 280 C. De deeltjes, dl.e Ul.t regenerator 1 komen, moeten dus nog zo'n 100 C opgewarmd worden. Dat deze opwarming snel gebeurt, volgt uit een berekening analoog aan die uit 7.2.1.

Was het in regenerator 1 al onmogelijk de vereiste warmte aan te voeren door het f1u-ldiserende gas, in deze regenerator is dat nog minder mogelijk, omdat het

-24-I

•

niveau hier nog hoger lSo Daarom worden ook hier buizen ln het bed gehangen, waar stoom doorheen loopt.

Het gebruikte gas is ook hier afkomstig van een aftakking van de rookgasstroom. Nu is deze echter afkomstig van een aftakking voor de LUVO, omdat hier de temperatuur van

i

.

het gas 350°C is.

•

•

•

I

.

•

•

•

7.3.2 Ontwerp van regenerator 2

Deze regenerator 'kan analoog aan de adsorber en regenerator 2 ontworpen worden. Er volgt voor umf: umf

=

0,068 m/s;

u van 0, I I m/ s .

voor u

max u max = 0,14 m/s. Er is gekozen voor een o

Voor de uitgaande NO -stroom geldt:

x -3 3

4J

=

0,73.22,4.10 0,016 nm /s. Deze

g 3 stroom lS 10 %vol van de ingaande stroom.

Deze stroom is dus 9.0,016 = 0,14 nm /s.

De afmetingen van het bed kunnen nu bepaald worden: D = 2,00 m; TDH/D = 0,9, dus TDH = 1,80 m; Dfb = 2,50 m.

Verder geldt volgens

tIOJ:

L/D = 3,0 voor D = 2,00 m, dus L = 6,00 m. Volgens [71geldt voor dit systeem dat (1- E~)/(I- E f)

=

1,2. Met E f

- I m m 0,5 geeft dit

voor E f: ~ = 0,58. Nu kunnen de verblijf tijden van gas en deeltjes bepaald worden:

2

T

=

c_V

b d/P = 0,58.TI /4.D .L/(0,15.573/273)

=

35 s

gas t e g . 2

T deeltjes = (1- Ef)P ZnOVbed/m = 0,42.2300.TI /4.D .L/14,4 21 mln.

Voor de meesleuring van de deeltjes geldt:

3

Fs/A pu

=

0,001, dus Fs

=

0,92 g/s (= 1,40 g/nm). Deze meegesleurde deeltjes

t g 0

worden van de gasstroom gescheiden door een cycloon. De drukval over het bed bedraagt:

lip = II P + lip = 0,60 + 0,06 = 0,66 bar. Deze drukval wordt overwonnen

tot bed verd.

door de rE~2neratiestroom aan te zuigen door een ventilator, die de stroom verder leidt naar de salp~terzuurfabriek.

7.3.3 Warmtebalans over regenerator 2

De warmtehuishouding van regenerator 2 ziet er als volgt uit:

a)deeltjes: Q

m.c

.I1T = 14,4.775.(200-300) = -1115,3 kJ/s p b)des. warmte: Q _~O .4-H = 0,023/2.4153 = 47,6 kJ/s c)verlies omg. Q .D~.h. tI .2,0.6,0.30.(25-300) = - 311,0 kJ/s

.

kJ/s d)reg. gas Q m

.c

.lIT 0,19.1.(350-300) = 9,5

g _P

Totaal: -1464,4 kJ/s

Deze l,S MW worden geleverd door het stoom, dat door de buizen stroomt die in het bed hangen. Dit stoom gaat door naar regenerator I (zie 7.2.3).

-25-•

4t 7.3.4 Aanvoer van regeneratiewarmte voor regenerator 1 en 2

Aan regenerator 1 moet nog ruim 2034 en aan regenerator 2 nog ruim 1464 kW toegevoerd worden. Bovendien moet in regenerator 1 de temperatuur van het verwarmende medium bo-ven de 200°C liggen, en in regenerator 2 boven de 300°C. Er is gekozen voor hoge

druk-41 stoom van 400°C en 40 bar. De stoom is gekoppeld aan beide regeneratoren, zoals blijkt

uit fig. 4.

•

•

•

•

TU,l

-300°(.

_100°C.

regeVlCro.tor

2

_regeYlera.

_tor

_f

~

stooM I Vl stOOM LAlt

Fig. 4. Schema van de warmtetoevoer aan de beide regeneratoren.

De warmteoverdrachtscoëfficiënt U is hoog in een fluïde bed. Voor regenerator 1 is hij gelijk aan 350, en voor regenerator 2 aan 400 w/m2/K. Verder is de lengte van de

bui-l

.

zen gelijk aan de bedlengte, resp. 7,0 en 6,0 m.

•

•

•

•

Door de balansen uit te schrijven kunnen de volgende variabelen worden bepaald: het aantal buizen in de regeneratoren (nI en n

2), de daarbij behorende buisdiameter (dl

en d₂), de temperatuur van het stoom aan de uitgang van regenerator 1 (T_u,2)' en de benodigde hoeveelheid stoom.

De volgende drie vergelijkingen kunnen nu bepaald worden: m.c .t:. T st p,st m.c .t:. T st p,st A

=

n.n.d.L U.A 1• Tln,l U.A 2 • Tl _n, 2

Omdat dezelfde hoeveelheid stoom door beide regeneratoren loopt ~s mI -26-(28) (29) (30) m 2. Verder

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

geldt: (31 )

Invullen van de waarden 1n (28) en (29) geeft T 2 en

m :

T 2

=

33-f C, en

m

=

11,7

u, st u, st kg/s. De temperatuur van het stoom aan de uitgang van regenerator I bedroeg hierbij 250 C. Verder geldt dat lIT_ln,1

=

86,30 C en lIT

ln,2

=

63,3

'è.

Hieruit volgt: nld

l

=

n2d2

=

3,07. Na combinatie van deze waarden met (31) blijft nog een variabele over. dl Wordt gekozen als vrije variabele: dl = 2". d

2, nl En n2 worden dan:

d 2 = 2" , n 61

l=n2 = •

Deze buizen worden over het hele bed verspreid opgehangen. Bij een driehoekige steek geldt (ziefig. 5):

(32)

d

Fig. 5. Bepaling van de steekafstand.

Voor regenerator I wordt p/d 7,0 en voor regenerator 2 wordt p/d 4,5.

7.4 Het Pneumatisch Transport

De geregenereerde deeltjes worden na het verlaten van regenerator 2 weer teruggevoerd • naar de adsorber. De deeltjes worden teruggevoerd d.m.v. pneumatisch transport.

Als transportgas wordt een deel van het gereinigde rookgas. Er is gekozen voor 10 %

°

van de totale gasstroom van 60 C en 4,0 bar. Ook de kleine suppletiestroom ZnO uit de hopper wordt meegevoerd naar Ge adsoreer.

• Het ontwerp van het pneumatisch transport LS afgeleid uit Perry (11] (p. 720 e.v.). Voor ZnO wordt een gassnelheid aanbevolen van 7800 ft/min = 40 mis. Door nu de

gege-

•

~ ven nomogrammen af te werken, wordt het volgende ontwerp verkregen:

pijpdiameter = 7!"; vast/gas-verhouding = 5,5; totale equivalente lengte (met bochten)

=

50 m; 6 p

=

0,5 bar.

De deeltjes worden m.b.v. een zgn. 'air-lock' (schoepenwiel) in de trans~ortleiding

• gebracht. De temperatuur van het gas bedraagt 60

o

e

en van de deel tj es 300 oe. Door de snelle overdracht (zie 7.2. I) koelen de deeltjes af en warmt het gas op tot beide de-zelfde temperatuur hebben:

•

•

•

•

•

•

•

•

•

T

=

_{(mgCpT g} + mznOCpTznO)/(mgCp + _mznOCp)

=

20§

e.

De temperatuur van de deeltjes is nu nog te hoog om zo ~n de adsorber te worden geleid. Ze moeten daarom eerst worden afgekoeld. Dit gebeurt in een fluIde bedkoeler.

7.5 De gas/vast-scheider (MI2)

In de gas/vast-scheider wordt het transportgas van de deeltjes gescheiden. Deze scheider werkt volgens het principe van de traagheid (zie fig. 6). Het gas kan na de bocht te hebben genomen verder stijgen. De deeltjes vallen door hun grote traagheid naar bene-den, in de deeltjeskoeler. In de deeltjesscheider komt het koelgas uit de koeler sa-men met het transportgas. Het gas sa-mengt op en komt met een temperatuur van 121

oe

~n een cycloon, waar meegesleurde kleine deeltjes verwijderd worden.

1

-'"

,

r (

_I

,

't \

'4

@

t

1

'-:J

M1l®'

₂₁

_I

/

•

r r r

/

-M13

_'"

J

) I

@

.,

/

,

I .- - -

-Fig. 6. Schematische tekening van de gas/vast-scheider.

-28-=-

9~troo~

-- -~

-~---~~~~---•

I

~

7.6 De Fluïde Bed-Deeltjeskoeler (MI3)

,

7.6.1 Algemeen

°

De deeltjes, die uit de vast/gas-scheider komen, hebben nog een temperatuur van 205 C.

4t

Voordat de deeltjes weer gebruikt kunnen worden, moeten ze afgekoeld worden tot ten-minste 65°C. Dit gebeurt 1n een fluïde bedkoeler, die wordt gefluïdiseerd met een deel van het gereinigde rookgas. Er is gekozen voor _15% van de totale stroom.

Er is gekozen voor een fluïde bed vanwege zijn goede warmteoverdrachtseigenschappen. • Uit een omgekeerde beschouwing van de opwarmin& van de deeltjes, zoals in 7.2.1 gedaan

is, kan voor de afkoeling van de deeltjes worden afgeleid, dat de deeltjes in zeer korte tijd de vereiste temperatuur bereiken.

• 7.6.2 Ontwerp van de deeltjeskoeler

•

•

•

'

.

•

•

Combinatie van (7), (8), (9) en (10) bij een druk aan de ingang van 4,0 bar en een temperatuur van 65 C in het bed geeft:

3 3 <P = 6, 7 nm / s (= 2, 4 m / s); u = 0, 14 m/ s; D g 0 TDH/D = 0,6, dus TDH = 2,8 m; Dfb = 6,7 m; p 4,6 m; L/D = 1,1, dus L = 5,0 m; 3 0,5 bar; Fs 8,8 gis (= 1,3 g/nm ); (1-

hl) / (

1 "'"i: f) = 1,2, dus E: f = 0,58; T gas 20 s· = 22 min.

, T deel tjes

7.6.3 Warmtebalans over de deeltjeskoeler

Om te bepalen hoeveel koelwater er nodig is, gaan we uit van de volgende warmtebalans: Q(deeltjes) Q(koelwater) + Q(rookgas) + Q(verlies naar omgeving) (33)

~(deeltjes)= ~nO. cp' fT. = 14,4.625.(205-65)

Q(rookgas) =

m

.c . N = 8,8.1.(60-65) =

. g p

Q(verlies omg.) = h.A.

N

= 118.72,3.(25-65)

Deze 875 kW moeten opgebracht worden door het koe1_water:

1260 kJ/s 44 kJ/s - 341 kj / s Totaal: 875 kJ/s Q(koelwater) =

m

c T = 875 kW, dus

m

= 875.103/4200/(40-20) = 10,4 kg/s. w p,w w

Dit koelwater stroomt door buizen, die in het fluïde bed hangen. Voor het benodigde oppervlak geldt:

A =

Q(koelwater)/k/~Tln

= 875.103/250/34 = 103 m2.

De water snelheid mag niet te laag zijn. Daarom bepalen we ~ 0 als functie van de

dia-2

meter van de buizen, waaruit dan ook het aantal buizen volgt:

(34)

-29-•

•

•

I

I

I

.

•

n = A/TT /d/L

Combinatie van (34) en (35) geeft:

-3

~ 0 = 2,0.10 /d

2

Het volgende schema kan nu worpen opgesteld:

d(inch) _{~ o(m/s)} n(-) ptd(-) 2 1 _{16 516 14} 2 1 8 258 10 2 4 129 7

tabel 1. ~ 0' aantal buizen en p/d als functie van d 2

(35)

(36)

Re

=

2000, voor alle drie. De snelheid van het water is in alle gevallen laag. Er 1S

"

gekozen voor 2 buizen.

7.7 Het Ontwerp van de Cyclonen (Cyl 1, Cy15, Cy16 en Cy18)

In het proces wordt gebruik gemaakt van een aantal cyclonen. Deze gas/vast-scheiders voldoen aan de eisen, die gesteld worden aan de verwijdering van ZnO-deeltjes uit de gasstromen. Uit een schatting van de deeltjesgrootteverdeling blijkt een efficiency

I

.

van 95 % nodig te zijn voor deel tj es van 25 ].J1'1. De cyclonen zijn ontworpen volgens de

methode van Strauss ( 21 (p. 240).

7.7.1 De cycloon van de adsorber (CyI5)

I

.

Voor de cycloon van de adsorber is gekozen voor een high throughput-type. Voor dit

I

type geldt dat de intree snelheid 15 mis bedraagt. De gasstroom door de cycloon 1S 10,2 mIs. De cycloon, die aan de top van de adsorber komt te hangen, moet de deel-tjes:.weer terugba:;engBB in de zgn.'dense phase' van het bed, dus 4,5 + 5,4

=

9 m

be-I

_I

.

neden de inlaathoogte van de cycloon. De totale lengte van een cycloon mag dus 9 m z1Jn. Uit fig. 7 blijkt dat de totale lengte gelijk is aan 4 maal de diameter. Uit het intreeoppervlak (0,375D.0,75D) en de gegeven intreesnelheid volgt dat de diame-ter van de cycloon gelijk is aan D

=

1,55 m." Hiermee wordt de totale lengte van de • cycloon gelijk aan 6,2 m.

-30-•

•

•

•

•

•

0·50

(0)

Cl t()

c\J

0-750

(b)

o

t()

N

Fig. 7. Standaard cycloon-ontwerpen. a) Medium throughput; b) High throughput type.

• 7.7.2 De cycloon van de deeltjeskoeler (Cy11)

Ook voor deze cycloon is, gezien de grootte van de gasstroom, gekozen voor een cycloon van het high throughput type.

Deze cycloon komt op de top van het gas/vast-scheider-deeltjeskoeler systeem te hangen. • De afgescheiden deeltjes worden weer teruggevoerd in de koeler. Daarom kan de maximale

lengte van de cycloon niet groter zijn dan ongeveer 6 m. De gasstroom door de cycloon bedraagt 4,6 m3/s. Uit het oppervlak van de cycloon en de intreesnelheid van het gas in de cycloon volgt nu dat de diameter van de cycloon gelijk is aan 1,0 m. De totale .. lengte van de cycloon wordt hiermee 4,0 m.

7.7.3 De cycloon van regenerator 1 (Cy16)

o

Het S02-rijke gas verlaat de regenerator met een temperatuur van 200 C. De grootte van • de gasstroom is 1,7 m3/s. De lengte van de cycloon mag ongeveer 6 m zijn. Gezien de

grootte van de gasstroom is gekozen voor een cycloon van het medium throughput type. De intreesnelheid van het gas bedraagt ook hier 15 mis. In combinatie met het intree-oppervlak (0,2D.0,5D) geeft dit voor de diameter: D=l,l m. De lengte van de cycloon is • dus 4,4 m.

•

• 7.7.4 De cycloon van regenerator 2 (CyI8)

3

De gasstroom bedraagt hier 0,36 m Is. Deze gasstroom ~s nog kleiner dan die van regene-rator I. Er is daarom weer gekozen voor een cycloon van het medium throughput type. De lengte van de cycloon mag ongeveer 5 m bedragen. Voor deze cycloon wordt de diameter • dan 0,5 m en de lengte 2,0 m.

7.7.5 De drukval over de cyclonen

De drukval kan voor beide types bij benadering gegeven worden door:

•

p

s

U

2 ( p+ p')/2g

e p (37)

•

Hierin is Pp ' = c( P p -p), c is de deeltjesconcE:ntratie,

s

is een constante en u e ~s de

intreesnelheid. Invullen van de getallen geeft voor Cy15:

2 -3

6p = 10.15 .(4,3 + 1,1.10 .(2300-4,5))/2/9,8 = 783 Pa. De drukval over deze cycloon is dus zeer gering. Ook voor de andere cyclonen is hij gering ~O,OI bar).

.• 7.8 De Compressor (C8)

Om het ongereinigde rookgas op 5 bar te brengen, is een compressor benodigd. Er is ge-kozen voor een meertraps axiaalcompressor, daar deze geschikt is voor grote volumina • en kleine drukverhogingen. De benodigde theoretische arbeid wordt gegeven door:

•

•

p V _ K _

«

p 2 / PI) «K -I ) /K ) -I )

11 K -I (38)

5 •

Met PI= 1,0.10 Pa, V 48,7 m Is, 3 K = 1,4 en P2 = 5,0.10 Pa volgt hieruit dat 5

W

t 10,0 MW.

Voor dit type compressor ~s een polytropisch rendement gevonden van 78 %

tl3l,

waar-mee het werkelijk benodigd vermogen 12,8 MW wordt. Compressorenfabrikant Sulzer

[14J

geeft op dat voor deze compressor 12,0 MW nodig ~s ~ I = 83 %). Deze compressor is DO

van het type A56 Fixax, heeft 13 trappen en een toerental van 6000 rpm (zie fig.8). Verder is de drukverhouding per trap gelijk aan 51/13= 1,13.

De eindtemperatuur van de compressor bedraagt volgens Sulzer 22fc. De theoretische • eindtemperatuur wordt ge8even door:

T

/'T'

= ( / )

Kj (K -I) ( / ) y

2 I P2 PI = P2 PI (39)

•

Hierui t volgt voor y y = 0,319.

-32-I

.

I

I

-I

I

•

:

e

•

•

---"'-A-=--4 ....

".--A-=--I-l

e-li

A

_

____

-40

45

50

1--+-

_5-6

~

oanzwq

-vollA~e(r,,~/~) 30 i , i GO A

63

GO 70 I A 71

80

A

_~

90

100

80 90 100 I ?O 110 160 I I I ,

A

112

200 I

A

125 2GO I A

140

300 I

•

n

(I/~)

.-.

R 117 7215 6191 5798 5151 1573 1058 3G08 2flCm 2597 2319 2247

Fig. 8. Performance data van axiaalcompressoren van het type A (Fixax).

• Omdat de eindtemperatuur van het gas 80

o

e

moet bedragen wordt er ner trap gekoeld. De temperatuursstijging per trap is dan gelijk aan (80-25)/13 = 4,20

e

.

Er is nu een reken-schema bedacht om de benodigde hoeveelheid koelwater te bepalen. Uit dat schema volgt dat er 78,5 kg/s aan koelwater benodigd is. Dit is een aanzienlijke besparing ten op-• zichte van eindkoeling. Dan is namelijk 101 kg/s nodig.

7.9 De Gasturbine (M2)

-De compressor wordt aangedreven door een gasturbine. Het asvermogen van de turbine moet 12,0 MW bedragen. Een mogelijke keuze voor deze turbine is de PG 3142 (J) van Thomassen/General Electric [1~J. In deze turbine wordt lucht gecomprimeerd tot 8 bar, waarna er brandstof wordt ingespoten in de verbrandingskamer. De gassen expanderen • nu over de schoepenwielen die uiteindelijk de compressor aandrijft d.m.v. een as.

De afgassen van de turbine hebben nog een hoog zuurstofgehal te ( 16 %) I!iltl] en een

°

.

hoog temperatuurniveau ( 500

e).

Bovend~en bedraagt de exhaust flow ongeveer 50 kg/s. Om een gedeelte van de energie van de turbine terug te winnen wordt warmte/kracht-kop-• peling toegepast (zie bijlage 1).

-33-•

•

• 7.10 De Condensor (H9)

7.10.1 Algemeen

Het ongezuiverde rookgas, dat de rookgaskoeler verlaat, bezit nog een hoge absolute • vochtigheid. De temperatuur van het gas bedraagt 162°C. Omdat de inlaattemperatuur

van de compressor beneden de 40°C moet liggen, en er geen druppelvorming op mag tre-den 1n de compressor_(i.v.m. corrosie) moet de temperatuur van het gas teruggebracht worden tot 250'C. Dit.blijkt uit biJ1.2. De absolute' vochtigheid van het gas bij 5 • bar inág niet meer zijn dan 2 %vol. De relatieve vochtigheid van het gas is dan 100 %.

De te verwijderen hoeveelheid water wordt hiermee:

3

~ . . (1-(100-10,9)/98)

=

4,5 nm /s

=

3,6 kg/s. g,1n

Het water in het gas begint te condenseren bij 60°C. Als koelmiddel van het gas wordt

• koelwater gebruikt.

7.10.2 De balansen

De berekening van de condensor verloopt 1n twee stappen, zoals aangegeven in fig. 9.

•

(.

Tw

_koelwater

1

2

'( _421S~C

•

~ I

Fig. 9. Rekenmodel voor de condensor.

In deze figuur is sectie 1 op te vatten als een koeler en is sectie 2 de eigenlijke

4t

condensorsectie. Op de grens tussen 1 en 2 is een gemiddelde condensatietemperatuur

•

•

°

van (60-25)/2 = 42,5 C aangenomen. De balansen zijn nu:

sectie 2: Q

m

c M + ÏiÏ[) H cond. +iiïc[) T

m

c [) T g p c c p w p

.

sectie 1 : Q

m

c LU'

m

c [) T g p w p

Invullen geeft voor de benodigde hoeveelheid koelwater: m

w

7.10.3 Het ontwerp van de condensor

(40)

(41)

219,8 kg/s, en T

w 32 C.

°

Ook het ontwerp van de condensor vindt in twee stappen plaats. Het koelwater stroomt • door de buizen en het rookgas eromheen.

Voor sectie 2 geldt: