Het Actieve Kool proces van Bergbau Forschung voor het simultane verwijdering van SO2 en NOx uit rookgassen

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

laboratorium voor Chemische Technologie

Verslag behorende bij het fabrieksvoorontwerp

van

H.J. Glass & F.E. Kruis

onderwerp:

.. ~~~ .. ~~.~.~.~Y.~ .. ~~~~ .. .PE~~~.E?.Y~f).. .. ~~~gl?~}:l .. ~~~~~hung voor de simulta~e verwijdering van S02 en NOx

Ul.t rookgassen.

Nr:

2680

adres: H.J. Glass

Cl.v.Sparwoudestr. 144 2612 RW Delft

F.E. Kruis opdrachtdatum : Roland Holstin. 53

•

••

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

Samenvatting

In dit verslag is het voorontwerp van een innoverend

rookgas_reinigingsproces beschreven dat goede perspectieven biedt voor effectieve en economische verwijdering van S02' NOx en vliegas. Met behulp van actieve kool wordt bij 120

oe

en 1 bar een hoog

verwijderingsrendement van S02 en NOx bereikt ( resp. 95 en 55

%

).

De actieve kool dient tegelijk als adsorbent voor S02 en als katalysator voor de selectieve reductie van NOx. Het S02 dat

geadsorbeerd is, wordt omgezet tot zwavelzuur dat zich in de pori~n

van de actieve kool ophoopt.

Een sterk punt van dit proces is de mogelikjheid de actieve kool te regenereren door verhitting waarbij het zwavelzuur ontleedt en S02 vrijkomt. Het product, een S02-rijk gas, kan vervolgens omgezet worden tot elementaire zwavel, geconcentreerd zwavelzuur of vloeibare S02. Deze mogelijkheden geven de grote flexibiliteit van het proces bij het verwerken van het product weer.

Het beschreven proces is berekend op het reInIgen van rookgas van een energiecentrale van eeri olieraffinaderij. Bij het ontwerp is

uitgegaan van een verwijderingsrendement voor S02 en NOx van resp. 90

%

en 50

%.

Deze waarden zijn gebaseerd op de emissienormen die door de Nederlandse overheid in 1990 beoogd worden.

Voor het doorgerekende proces is een economische beschouwing gemaakt waaruit naar voren komt dat de prijs van de energie met ongeveer 2 ct/kWh verhoogd wordt.

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

I •

•

Page 2 INHOUDSOPGAVE 1. Conclusies en Aanbevelingen 2. Inleiding

3. Uitgangspunten voor het ontwerp van het Bergbau Forschung proces 3.1. Specificatie van de te behandelen rookgasstroom

3.2.

Overheidsnormen aangaande emissies van S02' NOx en vliegas

3.3.

Overzicht van het Bergbau Forschung proces

3.4. Reacties in de adsorber

3.5. Reacties in de desorber/regeneratiesectie

4. Beschrijving van het Bergbau Forschung proces 4.1. Inleiding

4.2. Gascompressie en voorbehandeling met een scrubber

4.3. De adsorber 4.4. De desorber 5. Procescondities 5.1. Inleiding 5.2. De inspuitkoeler 5.3. De adsorber 5.4. De desorber

6. Motivering en berekening van de benodigde apparatuur 6.1. Inleiding 6.2. De compressor Cl 5 6 8 8

la

11 12 13 14 14 14 14 IS 17 17 17 17 18 19 19 19

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

-~ - - ---~._---~--- --6.3. De inspuitkoeler T2 6.4. De ad~orber R3

6.4. 1 . De SOx verwijdering in de eer~te

6.4.2. De NOx verwijdering in de tweede 6.5. Pneumati~ch tran~port van de kool

6.6. De zeef M4

trap trap

6.1. De cycloon Cy1 en bijbehorende blower C6 <

6.8. De ventilator C8

6.9. De desorptiesectie ( H8,V9,V10 1. De Massa- en Warmtebalansen 8. Specificatie van de apparatuur

9.

Kosten

10. Literatuurlijst 11. Symbolenlijst

Bijlage Eigenschappen van het rookgas Bijlage 2 Eigenschappen van d~ katalysator

van de van de

Bijlage 3 Dimensionering van de rookgas-compressor Bijlage 4 Dimensionering van de scrubber

reactor reactor

Bij lage 5 Pneumatisch transport van de kooIdeeItjes Bijlage 6 Bij lage 1 Bijlage 8 Bijlage 9 Bijlage 10 Bijlage 11

Berekening van de apparaten van de deorptiesectie Optimalisatie van de warmtehuishouding van de regeneratiesectie

Drukval over de inspuitkoeler en de leidingen Drukval over de adsorber

Drukval over de desorptiesectie

Het ontzawavelingsmodel volgens Richter, JUntgen en Knoblauch Page 3 20 21 24 25 27 29 30 ~1 32 36 45 48 53 55 56 57 58 59 61 63 74 76 78 81 82

:

I

.

•

•

•

•

•

•

•

•

•

:

I

.

Bijlage 12 Bijlage 13 Bijlage 14 Page 4

Programma ter bepaling dimen~ies van de scrubber 88 Programma ter bepaling van de dimensies van de adsorber 90

I , " ~ ; I I

•

•

•

•

•

•

•

•

Page 5 1. Conclusies en Aanbevelingen

Aan de hand van een economi~che evaluatie van het doorgerekende proce~

blijkt dat het Bergbau For~chung de energieprijs met ca. 2 ct per kWh verhoogt. Deze raming maakt het proce~ economi~ch zeer aantrekkelijk in vergelijking met andere ~imultane of ~equenti~le

rookgas-reiniging~in~tallatie~. De bedrijf~ko~ten van andere

proce~~en bedragen bij 7000 operationele uren per jaar ongeveer 2.2 ctlkWh [21]. Aan deze conclusie gaan een aantal aanname~ vooraf. In de eer~te· plaat~ i~ ervan uitgegaan dat dit proce~ een goed werkend proces is. D~t houdt ondermeer in dat er kool beschikbaar i~ die voldoet aan de ge~telde ei~en en dat de con~tructie van de adsorber in de praktijk zal functioneren al~ verwacht. Te denken i~ aan het

optreden van corrosie bij de lamellen die lekken van kooIdeeItjes gevolg zou hebben. Tevens is het de vraag in hoeverre het rookgas zich homogeen verdeelt over het kool bed ( door "channeling" kan het verwijderingsrendement aanmerkelijk verlaagd worden). Deze factoren kunnen kostprij~ verhogend werken op het uiteindelijke ontwerp door het overdimensioneren van de kolom en het gebruiken van duurdere constructiematerialen.

Een andere overweging is het functioneren van het tran~port van de kooIdeeItjes tussen de apparaten. Daarbij i~ voor de recycle stroom van de tweede trap naar de eer~te trap van de adsorber gebruik gemaakt van pneumatisch transport terwijl voor de overige transportlijnen schoepen-banden gebruikt worden. In hoeverre de kool be~tand i~ teeen

de mechanische krachten uitgeoefend door de wand tijdens het tran~port

door snel ~tromend rookga~ ( 20 mis) is niet bekend terwijl in dit ontwerp de afkoeling van de deeltjes op de ~choepen-band niet is meegenomen. Aangenomen i~ dat het laatst gecompenseerd wordt door de hogere temperatuur van het recycle rookgas.

Het ammoniak verbruik, hoewel slechts een gering gedeelte van de kosten uitmakend, kan zeer uiteenlopen. Gebrek aan experimentele gegevens toege~pitst op dit reactortype en deze katalysator heeft tot gevolg dat de dimensionering is geba~eerd op correlaties die niet theoretisch te achterhalen zijn.

Ten tweede be!nvloeden de locatie-specifieke factoren de procesko~ten.

De beschikbaarheid van de grond~toffen kan hoge transportkosten met zich meebrengen. Met name het speciaal vervaardigde actieve kool moet aangevoerd worden. Ook is de ruimte be~chikbaar voor de installatie een van belang. Als de mogelijkheid van integratie van een

reinigingsinstallatie niet i~ meegenomen in het ontwerp van de boiler worden de installatieko~ten hoger .

Aan de hand van dit voorontwerp lijkt het Bergbau For~chung proce~

goede perspectieven te bieden voor econorr,isch gunstige' rookgasreiniging.

•

•

•

'

.

I

•

•

•

•

•

•

•

•

Page 6 2. Inleiding

Nadat de nadelige gevolgen van zure regen voor het milieu duidelijk waren geworden, werd meer aandacht besteed aan de oorzaken. Vooral de zuurvormende oxides S02 en NOx die vrijkomen in de rookgassen van verbrandingsprocessen hebben een ongunstige uitwerking op het milieu zoals blijkt uit het afsterven van bomen (Duitsland), het verzuren van meren (Skandinavi~) of de aantasting van monumenten en gebouwen in het algemeen. Om deze reden wordt de wettelijke norm voor S02 en NOx emissies in veel landen herzien. Ondanks het feit dat internationale afstemming een probleem vormt, is de trend naar strengere eisen met betrekking tot de uitstoot van S02 en NOx duidelijk In een aantal landen zoals Japan en Duitsland zijn deze normen al van toepassing. De noodzaak voor een effectief en economisch reinigingsproces is hiermee aangetoond.

Een proces voor het verwijderen van S02 en NOx kan geklassificeerd worden op een aantal kenmerken:

*

S02 en NOx kunnen simultaan of sequentieel verwijderd worden.

*

S02 en/of NOx kunnen in een droog of in een nat proces verwijderd worden.

*

S02 kan of in een wegwerp-produkt/gips omgezet worden of

geregenereerd worden als een S02 rijk gas ( een regeneratief proces). De voor de hand liggende voordelen van een simultane verwijdering van S02 en NOx zijn onder andere een kleinere opzet en een eenvoudigere bedrijfsvoering. Deze processen zijn echter minder ver ontwikkeld dan de processen voor afzonderlijke verwijdering van NOx en S02.

Een droog proces heeft het voordeel dat herverwarming van het rookgas na de reiniging niet verplicht is. omdat ruimschoots aan de wettelijke minimum temperatuur van 72°C wordt voldaan. Ook hier geldt dat de tegenhanger, de natte processen, beter ontwikkeld zijn dan de droge. Tenslotte is het uiteindelijke product van belang: de huidige natte ontzwavelingsprocessen zetten het S02 om in slurrie of gips die veelal gestort moet worden. De regeneratieve processen produceren

daarentegen een S02 rijk gas dat een geringer volume inneemt en omgezet kan worden tot zwavel ( Claus plant ). geconcentreerd zwavelzuur of vloeibaar

S02-Het NOx wordt in commerci~le projecten altijd via een droog,

katalytisch proces in moleculair stikstof omgezet. Processen waarbij het NOx wordt verwerkt in ammonium zouten zijn in de pilot-plant fase

( vb. het Walther proces ).

Het Bergbau-Forschung proces is een regeneratief, (quasi) simultaan droog rookgas-reinigingsproces dat door zijn kenmerken bijzonder geschikt oogt voor rookgas reiniging. Het proces verkeert bovendien in een gevorderde staat van ontwikkeling met operationele eenheden in West-Duitsland. Ook is vanuit Japan belangstelling getoond voor dit

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

- - - -- - - -- - - -Page 1

concept en heeft Mitsui Mining Co. een samenwerking met Bergbau

Forschung aangegaan. Om deze redenen is het Bergbau Forschung proces interessant om nader te bestuderen in de vorm van een

fabrieksvoorontwerp. Daartoe is uitgegaan van een rookgasstroom afkomstig uit een met olie gestookte boiler met een thermische capaciteit van 150 MW. In het volgende hoofdstuk komen de overige uitgangspunten aan de orde.

•

•

•

J

.

•

•

•

•

•

•

•

- ---_._---- -- - - -- - -- -Page 8

3.

Uitgangspunten voor het ontwerp van het Bergbau Forschung proces 3.1. Specificatie van de te behandelen rookgasstroom

Het proces dient S02' NOx en vliegas te verwijderen uit een

rookgasstroom van een fornuis met een totale thermische capacititeit van 150 MW. Het fornuis wordt gestookt op 3500" (RI) olie waarvan de samenstelling als volgt is:

Tabel 1 : Samenstelling van de olie.

I

component gew% koolstof 83.9 waterstof 11.5 zwavel 4.0 stikstof 0.11 as 0.011 water 0.2

Uitgaande van deze samenstelling wordt een verbrandingswarmte van 9650 kcal/kg gevonden. Hierbij wordt uitgegaan van een overmaat aàn lucht van 20% en zijn eventuele verliesposten buiten beschouwing gelaten. Op grond hiervan moet 117.4 Nm'/s lucht aangevoerd worden.

Per kg olie ontstaat 13.5 Nm' rookgas per seconde. Hierdoor is de te reinigen hoeveelheid rookgas bij omzetting van 811

%

van het zuurstof gelijk aan 50.15 Nm' per seconde.

De gegevens van het rookgas, dat uit de economizer komt, zijn te vinden in tabel 2, de samenstelling in tabel 3.

Tabel 2: Gegevens van de te behandelen rookgasstroom

hoeveelheid rookgas I 180 555 Nm'/h temperatuur rookgas 150 0 C (*)

•

•

I I

•

•

•

•

•

•

•

Page 9

Tabel 3: Samenstelling van het te behandelen rookgas.

component I vol % Iverontreinigende component I concentratie I

74.0 11.6 10.9 3.3 S02 S03 NOx CO halides vliegas 2100 ppm 60 ppm 600 ppm 10 ppm 10 ppm 150 mg/m3

In de balansen worden alleen de hoofdcomponenten en het S02 en NOx meegenomen.

I

I

.

•

•

•

•

•

•

•

•

•

3.2. Overheidsnormen aangaande emissies van S02' NOx en vliegas

De door de overheid gestelde normen betreffende de NOx en S02 emissiewaarden in 1990 zijn:

maximaal 150 g/GJ maximaal 230 g/GJ

Toepassing van deze normen op de gegevens van het te behandelen rookgas levert het minimale verwijderings-rendement:

Page 10

S02: maximale hoeveelheid toegestaan. 230 * 150 / 1000 • 3~.5 g/sec of 12~.2 kg/h

NOx

aanwezig in het rookgas 2 2100*10-6 * 180 555 * 6~ / 22.~ • 1083.3 kg/h benodigd verwijderings-rendement • 88.5

%

maximale hoeveelheid toegestaan. 150 * 150 / 1000 - 22.5 g/sec of 81.0 kg/h aanwezig in het rookgas • N0 2 en NO

aan N0 2 ( 10% van het NOx. uit lito [5]): 60*10-6 _{* 180 555 * ~6 / 22.~ - 22.2 .}

kg/h N0 2 aan NO

5~0*10-6

*

180 555 * 30 / 22.~ - 130.6 kg/h NO totaal aan NOx • 152.8 kg/h

benodigd verwijder1ngs-rendement - ~7.0 %

Voor het ontwerp is uitgegaan van een S02 verwijdering van ~ 90

%

en een NOx verwijdering van ~ 50

%.

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

3.3.

-Overzicht van het Bergbau Forschung proces

Het rookgas wordt eerst in een compressor en een scrubber voorbehandeld. Daarna stroomt het rookgas in de adsorber waar verwijdering van S02 en NOx plaatsvindt.

Page 11

Het Bergbau Forschung proces wordt gekenmerkt door het gebruik van actieve kool voor de adsorptie van het S02 en voor de katalyse bij de reduktie van NOx. Hierdoor is het mogelijk om NOx en S02 in een' reactor te verwijderen. Omdat het geadsorbeerde S02 op de actieve kool wordt omgezet in zwavelzuur raakt de kool beladen tijdens de reiniging van het rookgas. Om deze reden moet de actieve kool ververst en geregenereerd worden.

De reactor is een zgn. moving bed configuratie waarbij de kooideeitjes de reactor van boven naar beneden doorstromen. Teneinde een zo groot mogelijk doorstromingsoppervlak te creeren heeft de reactor een

cylindervorm waarbij het rookgas de kooideeitjes van binnen naar buiten doorstroomt. De kooideeitjes worden op hun plaats gehouden door een lamellen-structuur. De rookgas doorstroomt de kolom met kooldeeltjes twee maal: de eerste keer wordt zoveel mogelijk S02 geadsorbeerd terwijl de tweede maal het NOx omgezet wordt. Voor de reductie van NOx wordt ammoniak toegevoegd in de ruimte tussen de eerste en de tweede doorgang. Een rooster van gaas zorgt voor

voldoende menging met het rookgas. Het gereinigde rookgas is nog op een voldoende hoge temperatuur om direct in de atmosfeer te worden geblazen. De beladen kool uit de adsorber wordt geregenereerd in een aparte sectie waarbij onder hoge temperatuur ontleding van het

zwavelzuur en gevormde zouten plaatsvindt. De kool kan vervolgens weer de reactor ingeleid worden."

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

Page 12 3.4. Reacties in de adsorber

In de eerste trap van de adsorber wordt het S02 geadsorbeerd op aktieve kool en vervolgens omgezet tot H2S0~:

( _{S02 )gas} - - ) _{S02 )ads [1 ]}

1/2 ( _{O2 )gas} - - ) 0 )ads _[2]

H20 )gas - - ) _{H20 )ads [3]}

S02 )ads + ( 0 )ads + ( _{H20 )ads --)} ( _{H2SO ..} ) [4] Voorwaarde voor de adsorptie is de aanwezigheid van een geschikte adsorbent en zuurstof en water. De eisen die aan de adsorbent worden zijn:

1) hoge adsorptie capaciteit voor S02 2) hoge adsorptiesnelheid

3) lage reactiviteIt met zuurstof i.v.m. ontploffingsgevaar) 4) lage stromingsweerstand

5) geringe deactivatie 6) hoge mechanische sterkte 7) goedkoop

Aan deze eisen wordt door een bepaald soort aktieve kool voldaan. In de tweede trap wordt NOx verwijderd door selectieve katalytische reductie met ammoniak volgens:

Het NOx bestaat voor ongeveer 5% uit N0 2• De beschreven reacties zijn oppervlaktereacties; het NO en het NH, worden eerst geadsorbeerd op een katalysator. zie fig. 3.4.1.

4 '

•

•

•

Page 13

rig 3.4.1. : Reactie van NO met NH)

De eisen die aan de katalysator gesteld worden zijn dezelfde als bij

de ontzwaveling. Tevens moet er hoge reactiviteit en selectiviteit

zijn voor de reactie van NO + NH₃ ten opzichte van de nevenreactie van

H2S0~ met NH3 • De nevenreactie zorgt voor restafscheiding van het

S02' maar heeft ook o·ngewenste NH3 consumptie tot gevolg:

Er treden nog nevenreacties op die te verwaarlozen zijn onder de gegeven omstandigheden:

4 NH, + 5 O~ --) 4 NO + 6 H20

2 NO + C --) _N2 + CO 2

3.5.

Reacties in de desorber/regeneratiesectle

In de desorber vindt regeneratie van de actieve kool plaats door

verhitting. De katalysator is beladen met zouten • (NH~)2S0~ en

NH~HSO~. en met vloeibaar H2S0~, wat zich in de porien bevin~t. Er ontstaat een adsorptief gebonden SOl:

NH, )gas + (NH~)HSO~ )ads

(NH~)HSO~ )ads --) NH, )gas + H20 )gas + ( SOl )ads

Het geadsorbeerde SOl reageert met de koolstof van de katalysator tot

een C--O complex waarbij S02 vrijkomt:

C + ( SOl )ads --) C--O )comp + ( S02 )gas

2 C--O )comp --) _{CO 2 )gas} + C

C--O )comp --) CO )gas

3 ( C--O )comp + 2 ( NH, )gas --) 3 (H 20)gas + (N 2)gas + 2 C

Deze reacties worden bevorderd door hoge temperaturen. Om een

voldoende hoge reactiesnelheid te verkrijgen moet de temperatuur boven de 400°C zijn.

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

Page 15

De tweede trap, waar de NOx omzetting plaatsvindt, wordt van buiten

naar binnen doorlopen. Dit bed is groter dan het eerste daar het buitenste gedeelte gevoed wordt met schone cokes om de NOx reduktie te

bevorderen. In het binnenste gedeelte van het bed wordt de cokes uit

de bovenste sectie van de adsorber geleid en kan niet-gereageerde ammoniak en S02 afgevangen worden.

! . ,-I i I

J

I

~

l

~

A~

₁

_I

_,

_{

_J

--

--+

-.

:

rookgas

~c.t.~v~

Kool

I I ('

...

•

I

\:

t I _I I 4>

..

I

I-l

j

Fig. 4.3.1. Schematische weergave van de tweetraps adsorber.

De actieve kool heeft evenals het rookgas een temperatuur van 120°C.

4.4. De desorber (H9,V10,V11)

De beladen actieve kooldeeeltjes die uit de binnenste ring van de adsorber stromen worden door een zeef geleid. Van onderen wordt gereinigd rookgas door de deeltjesstroom geblazen. De luchtstroom voert de verpulverde kooldeeltjes mee en wordt een blower ingezogen. De stofdeeltjes worden vervolgens in een cycloon afgevangen.

Verwijdering van dit stof is noodzakelijk om het ontbrandingsgevaar in de regeneratiesectie te beperken. De overige ( intacte ) kooldeeltjes worden met een schoepen transportband naar de top van de

regeneratiesectie getransporteerd. Deze bestaat uit drie delen, te weten een opwarmsektie, een uitgasvat en een afkoelsektie. In het eerste gedeelte worden de kooIdeeItjes in pijpjes naar beneden

gevoerd. Rondom deze pijpjes stroomt hete lucht die voor de opwarming van de deeltjes zorgt. Het eerste gedeelte dient dus als

warmtewisselaar. De nu tot ca. 450°C opgewarmde deeltjes stromen vervolgens in een vat waar de geadsorbeerde stoffen door de hoge temperatuur desorberen en afgevoerd worden. Het vat is goed

ge!soleerd waardoor de temperatuursdaling van de kool gering is ( - 21

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

Page 17 5. Procescondities 5.1. Inleiding

De twee essentiele procescondities zijn de druk en de temperatuur van het rookgas. De druk is weliswaar niet van belang voor de kinetiek maar moet wel een voldoende hoge waarde hebben om de drukval over de adsorber te compenseren. De uitgaande rookgasstroom moet op

atmosferische druk zin. Voor de adsorber is een drukval van 0.1 bar berekend ( bijlage ij ) terwijl over de inspuitkoeler ( scrubber ) en

de leidingen een drukval van 0.13 bar ( bijlage 3 ) bestaat. Om deze reden wordt een compressor ge!nstalleerd die de druk van het rookgas met 0.25 bar verhoogd. De hierbij gepaard gaande temperatuursstijging van 28

oe

wordt opgevangen door het water dat in de inspuitkoeler verdampt wordt. Een grotere hoeveelheid water is alleen maar gunstig voor de adsorptie van S02 •

5.2. De inspuitkoeler

Het rookgas stoomt met een temperatuur van 178

oe

en een druk van 1.25 bar onderin een inspuitkoeler waar per seconde 1.66 liter water

verdampt wordt. Hierdoor daalt de temperatuur van 178

oe

naar 120 0, de optimale temperatuur waarbij het reinigingsproces verloopt.

5.3.

De adsorber

De belangrijkste fysische paramet~r voor de adsorptie is de

temperatuur van de reactor en het rookgas. De temperatuur van het rookgas dient voldoende hoog te zijn om alle componenten in de gasfase te houden. Hierbij is het water dat een minimale temperatuur van 100

oe

vereist de bepalende component. De temperatuur in de reactor heeft grote invloed op de adsorptie van S02 en de katalytische reduktie van NOx. Naarmate de temperatuur toeneemt, wordt de reaktiesnelheid van de katalytische reduktie van NOx hoger terwijl de adsorptie van S02

trager verloopt. Boven lSO

oe

vindt geen adsorptie meer plaats.

Vanuit het oogpunt van de omzettings-snelheid is het aan te bevelen om bij twee temperaturen te werken; in de praktijk is het handig om de verwijdering van S02 en NOx bij dezelfde temperatuur te laten

plaatsvinden zodat èèn stroom met aktieve cokes gebruikt kan worden en geen gecompliceerde warmte-schema's vereist zijn. Omdat de

temperatuur-effecten in het rookgas minimaal zijn, kan de reactor als isotherm worden beschouwd; het warmteverlies door uitstraling is gelijk aan de adsorptie- en reactiewarmten. In de literatuur wordt als optimale temperatuur 120

oe

gegeven. Een lage temperatuur is gunstig voor de S02 adsorptie, terwijl de katalytische reactiesnelheid juist met de temperatuur stijgt. De temperatuur is een compromis tussen deze tegenwerkende effecten.

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

Page 18

Andere voorwaarden zijn de aanwezigheid van water en zuurstof om met het S02 zwavelzuur te vormen. In de "gegeven rookgassamen~telling zijn deze componenten in overmaat aanwezig. Voor de reduktie van NOx is ammonia nodig. Om een goede menging te verkrijgen tu~sen het rookgas en de ammonia wordt de vloeibare ammonia eerst verdund met 1/50 ste deel van het gereinigde rookgas dat teruggevoerd wordt.

5.4. De desorber

De regeneratie van de actieve kool vindt plaats bij temperaturen boven de 400 graden. Bij deze hoge temperaturen vindt ontleding van het zwavelzuur en de ammoniumzouten plaats. Eerst wordt de kool in een buizenwarmtewisselaar met hete lucht opgewarmd tot ca. 450

oe.

Dit verwarmingsproces vergt 1.5 uur. Vervolgens komt de kool in een goed ge!soleerd uitgasvat terecht waar gedurende 2.5 uur de geadsorbeerde gassen kunnen ontwijken. De kool verlaat het uitgasvat met een temperatuur van 429

oe

en wordt vervolgens afgekoeld met buitenlucht die direct om de deeltjes stroomt. Dit geeft een maximale

warmteoverdrachts-oppervlak. De kool wordt op een schoepen transportband naar de adsorber teruggevoerd.

Als tegenstroom fluidum is lucht gebruikt. De lucht wordt eerst opgewarmd tot ca. 390

oe

door contact met de hete deeltjes.

Vervolgens vindt verdere verhitting plaats in een fornuis tot 530

oe

waarna de lucht wordt gebruikt om de beladen kool op te warmen. De uitkomende lucht heeft nog een temperatuur van 150

°

en wordt voor een gedeelte gerecirculeerd naar de onderkant van de desorptiesectie. Voor het overige kan deze lucht die licht verontreinigd is naar de boiler geleid worden.

•

•

•

•

•

•

•

•

,.

•

•

•

Page 19

6. Motivering en berekening van de benodigde apparatuur

6.1. Inleiding

Bij de indeling van dit hoofd~tuk is getracht zoveel mogelijk het proces in logische volgorde te doorlopen. Gedetailleerde berekeningen zoals die voorkomen bij de dimensionering van de apparaten zijn te vinden in de bijlagen.

6.2. De compressor Cl

Voor het comprimeren van het ongezuiverde rookgas is gekozen voor een meertraps axiaalcompressor. Deze zijn geschikt voor grote

volumestromen waar kleine drukverhogingen op moeten worden aangebracht.

Met het gegeven dat het drukverlies van 0.25 bar gecompenseerd moet worden, kan het vermogen van de compressor W bepaald worden:

Gegevens: pl - 1.0*105 Pa p2 • 1.25*105 _Pa Qv,g • 50.14 m'/s K - 1.4

Uit deze gegevens volgt een compressor vermogen van 1.15 MW. Met het drukverschil en K is ook de temperatuursprong te vinden:

Met een ingangstemperatuur Tl van 423 K wordt de uitgangstemperatuur T2 451 K ( - 178

oe ).

•

~ .

•

•

•

•

fale 20 6.3. De inspu1tkoeler T2

Om het vervuilen van de koeler met circulerende asdeeltjes tegen te

gaan wordt zuiver water gebruikt. Teneinde afzettingen langs de

wanden van de koeler te voorkomen wordt met een speciaal aangebrachte

blower lucht langs de wanden geblazen. Tevens heeft de koeler geen "ingewanden" zoals keerschotten.

De hoeveelheid te verdampen water kan bepaald worden met de warmte-balans: Qm,w ~ Qm,g*Cp,g*( T_{o -} TI )/( Cp,w*(100 - T_{z )} + ~vapH + Cp,d*(T I -100) ) met To 178 °C TI 120°C T 2 '" 20°C Cp,g 1.09*103 _J/kg/K Cp,d ~ 1.909*103 _J/kg/K Cp,w ~ 4.19*103 _J/kg/K ~ vap H ~ 2 257*103 _J/kg/K

Om de benodigde koeling te verkrijgen moet 1 ;56 kg/s aan water

verdampt worden. Met behulp van een computerprogramma is vervolgens

de lengte en door sen de van de scrubber berekend door de massa- en

war~tebalansen simultaan op te lossen. De enige variabele die gekozen

moet worden is de druppelgrootte. In de praktijk kan deze ingesteld

worden met de sproeikop.

Met trial-and-error worden de afmetingen bepaald waarbij al het water

door de gasstroom verdampt wordt. In bijlage 4 is de theorie

toegelicht terwijl in bijlage 12 het programma is weergegeven.

De drukval over de scrubber is berekend in bijlage 8.

Samenvatting: L 19 m D 6.35 m diameter druppels 2mm hoeveelheid water 1.56 kg/s drukval ~ 0.13 bar

•

•

'

.

•

•

•

•

•

•

•

•

•

Page 21 6.4. De adsorber R3

Het grote vraagstuk bij het ontwerpen van de adsorber is de wlJze waarop de gas- en koolstroom door de adsorber geleid worden. Omdat de NOx en S02 verwijdering gescheiden plaatsvindt is de adsorber

gesplitst in een onder- en boven-sectie. De actieve kool beweegt onder invloed van de zwaartekracht van boven naar beneden en zal bij contact met ongereinigd rookgas direct S02 adsorberen. Deze

adsorptie-reactie verloopt sneller dan de reductie van NOx op kool waarbij ook ammoniak vereist is om tot een aanvaardbare

reactiesnelheid te komen.

Er zijn een aantal mogelijkheden bij het ontwerp van de adsorber: - het rookgas dwars door een bed laten stromen of door een ring waarbij het rookgas of in het midden of vanuit de omliggende ruimte wordt ingevoerd.

- het rookgas bovenin of onderin invoeren.

- recirculatie van de actieve kool naar het bovenste gedeelte of het invoeren van verse actieve kool in het onderste gedeelte van de adsorber.

Uitgaande van een ringstructuur, die de grootste dwarsoppervlak bezit, zijn er een tweetal opties:

Wordt het rookgas in de onderste sectie ingevoerd, dan zal de schone cokes hier direct het S02 adsorberen. In de ruimte tussen de twee secties kan NH] bijgemengd worden en treedt reductie van NOx in de bovenste sectie op met ( wederom schone ) kool als katalysator. Een probleem is de mogelijkheid van een ammonia slip omdat de omzetting van NOx zeker niet volledig is.

Het rookgas kan ook bovenin ingevoerd worden. De NOx reductie vindt dan plaats in de onderste sectie. Het bij gemengde ammonia zou echter sneller reageren met het zwavelzuur in de pori!n van de beladen kool uit de eerste sectie. Daarom is het in deze opzet noodzakelijk om een buitenring om de onderste sectie aan te leggen waar de NOx reductie kan plaatsvinden. Eventuele rest-ammoniak wordt dan verwijderd in de binnenring. De toename in de kool stroom wordt gecompenseerd door de schone kool uit de onderste sectie terug te voeren naar de bovenste sectie. Voor deze opzet is gekozen bij dit voorontwerp. Uit de literatuur blijkt echter een grote verscheidenheid aan ontwerpen

waaruit blijkt dat geen van de ontwerpen een absolute voorsprong heeft op de andere ontwerpen.

Een tweede belangrijke vraag bij het ontwerp van de adsorber is de hoeveelheid S02 die in de eerste trap verwijderd dient te worden. Een hoge ontzwavelingsgraad in de eerste trap is namelijk gunstig voor katalytische NOx verwijdering met NH, in de tweede trap. Naarmate er

•

•

•

•

•

•

•

•

•

Page 22

minder S02 aanwezig is, wordt minder NH) verbruikt en verloopt de reductie van NOx des te effectiever. Daarom is gekozen voor een hoge ontzwavelingsgraad in de eerste trap die hoger ligt dan de wettelijk

voorgeschreven normen ten aanzien van zwaveloxyde uitstoot. Het ontwerp van de adsorber valt in twee delen uiteen: voor het ontwerpen van de trappen zijn verschillende benaderingen gebruikt. Het eerste gedeelte wordt ontworpen aan de hand van een model dat de verwijdering van S02 benaderd. Dit model is opgesteld door de

research afdeling van Bergbau-Forschung [11J. Tevens heeft

Bergbau-Forschung een rapport met gegevens opgestuurd [13J waarvan gebruik gemaakt kon worden. Het tweede gedeelte dient vooral om NOx om te zetten en is ontworpen aan de hand van het NOx

verwijderings-rendement. Daar er geen kinetische gegevens over de reduktie van NOx met ammoniak in aanwezigheid van actieve kool bekend zijn, geshiedt de dimensionering aan de hand van correlaties.

Een essentieel kenmerk van dit proces is de gescheiden S02-adsorptie en NOx-verwijdering. Voor beide is aktieve kool nodig en ligt het voor de hand de processen in èèn reactievat te laten plaatsvinden. Nadat het S02 ( boven) verwijderd is, wordt ammonia in de

rookgasstroom gemengd en wordt ( daaronder ) het NOx met behulp van actieve kool omgezet tot moleculaire stikstof en water. Een deel van de actieve cokes is vers en het overige is afkomstig van de eerste trap. Door toevoeging van het laatste is het van belang dat de actieve kool uit de eerste trap niet volledig wordt beladen.

Zowel het rookgas als de actieve kool worden van boven de absorber ingevoerd. De actieve kool wordt van het gas gescheiden door lamellen; er zijn 16 van deze ringen van lamellen om een goede verdeling van het rookgas te bewerkstelligen. De reactor is weergegeven in fig. 6.4.1 •• __ - ' - t - ' _ _

PgleA:

sb·ooM

~O\<j~

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

Page 23

Fig. 6.4.1. Schematische weergave van de reactor

Door de richtingsverandering van het rookgas bij het doorlopen van de twee reactoren kunnen vliegas en koolresten afgevangen worden. Het ammoniak, verdund met gereinigd rookgas, wordt vlak boven een

afscheiding van gaas tussen de twee compartimenten toegevoerd. Het gaas dient om een homogene menging te krijgen tussen het rookgas en het ammoniak.

De katalysator-stroom is als volgt verdeeld:

.--.

----~---,

Vltr5E!.. Kool

t

-Fig. 6.4.2. Stroom van aktieve cokes door de adsorber.

Voor deze configuratie is gekozen omdat de relatief verse katalysator uit de tweede trap slechts gering beladen is. De S02 verwijdering is als eerste gedimensioneerd met behulp van een computermodel dat nog nader toegelicht wordt. Hiermee werd een katalysator-stroom van 14.48 m 3s tort per uur en een verbl1.jftijd van 25 uur berekend. Er wordt in

het model geen rekening gehouden met de aanwezigheid van (NH~)2S0~.

Om deze reden wordt de cokes tot 85% van de maximale belading aan zwavel beladen. Voor de tweede trap is een twee maal zo lange verblijf tijd van het cokes gekozen omdat er hier geen inactivering vergelijkbaar met de eerste trap optreedt. De verblijf tijd van 50 uur in de tweede trap komt ook goed overeen met de praktijkgegevens.

In de eerste trap vindt voor 95.6% ontzwaveling plaats, zodat het gas dat de tweede trap ingaat 600 ppm NOx ( .100$ ) en 90 ppm S02 bevat. Door de geringe concentratie aan S02' hoeft maar een betrekkelijk geringe overmaat aan ammoniak toegevoerd te worden. De hoeveelheid ammoniak is afgestemd op 50% omzetting van het NOx, omzetting van het resterende S02 en een veiligheidsmarge. Voor de NOx verwijdering ·is het van belang om schone katalysator aan het begin van de rookgasweg te hebben, omdat het H2S0~ gevormd in de eerste trap ook NH3 zou

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

Page 24

wegnemen. Om deze reden wordt verse katalysator in de buitenste ring van de tweede trap geste In dit gedeelte vindt de NOx reduktie

voornamelijk plaats. Bij de beladen kool is de katalytische activiteit geringer omdat de pori~n gevuld zijn met zwavelzuur. 6.4.1. De SOx verwijdering in reactor Rl

De dimensionering van de eerste trap is gedaan aan de hand van een op de praktijk gebaseerde schatting van de grootte van de reactor, en vervolgens is de ontzwaveling bepaald aan de hand van een model. Uit [12] is bekend dat voor een rookgasstroom van 150 000 Nm'/h een ringsiloreactor nodig is met de volgende afmetingen:

Hoogte K 8.0 m

Straa~ binnenring Rl- 2.44 m

Straal buitenring R2- 4.24 m

In het door ons te ontwerpen proces is er een rookgasstroom van 180 555 Nm'/h waardoor de reactor groter wordt. De hoogte ( 8.0 m ) en het verschil tussen de stralen van de twee trappen ( R2-Rl-l.8m ) blijven hetzelfde maar het volume wordt evenredig met de toegenomen rookgasstroom groter. Dit levert de volgende dimensies:

Hoogte - 8.0 m

Straal binnenring Rl- 3.1 m Straal buitenring R2- 4.9 m Volume - 361.9 m'

Voor het bepalen van de ontzwavel~ngsgraad als functie van de

katalysatorverblijftijd is het model van Richter, Knoblauch en Juntgen ( [11] en [13] ) gebruikt, zie bijlage 5. Het computerprogramma is weergegeven in bijlage 8, de resultaten in bijlage 9. In fig 6.4.1.1. is de ontzwavelingsgraad E als functie van de katalysator verblijf tijd uitgezet. Bij het bepalen van de verblijf tijd moet aan twee eisen worden voldaan:

Ontzwavelingsgraad: E ~ 90

%

Belading B

<

42 kg S / m' kat. stort De belading wordt berekend met:

B - E*16.93 / Qv,kat

met Qv,kat - Volume reactor / Verblijf tijd kat In fig 6.4.1.2. is de belading tegen de katalysator verblijtijd uitgezet. Hieruit blijkt dat de verblijf tijd van de katalysator

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

Page 25

binnen uit de tweede trap van de reactor. Deze stroom van 7.92 m'

kool Ihr bevat reeds 2.40 kg Slm'. Gecombineerd met een stroom van

6.56 m'/hr aan schone kool geeft een totale stroom van 14.48 m'/hr met 1.31 kg Slm'. Met een verblijf tijd van de kool van 25 uur in de

reactor wordt de totale belading 37.09 kg S _{Im ' , hetgeen onder de}

grens van 42 kg/m' blijft.

Samengevat leidt dit tot het volgende resultaat: Een ringsiloreactor met dimensies H • 8~0 m

RO • 3.1 m

Rl .. 4.9 m

Katalysatorstroom:

Verblijftijd t: _2.5

hr

Totale belading aan S: 37.1 kg/m' ( waarvan 1.31 kg/m' in de tweede trap verwijderd wordt ).

Ingaande rookgasstroom: 187 665 Nm3_{/hr met 2021 ppm S02.}

Uitgaande rookgasstroom: 186 760 Nm'/hr met 89 ppm S02.

6.4.2. De NOx verwijdering 1n reactor R2

Over de katalytische NOx reductie zijn vooral experimentele gegevens gemeten in vaste bed reactoren bekend • . Deze zijn weergegeven in tabel 6.4.2.1 ••

Tabel 6.4.2.1.: De NOx verwijderingsgraad ENOx als functie van de SOx,NOx en NH, ingangsconcentraties, de temperatuur en de verblijf tijd van het gas. De reactor is een vast bed van 1.0 m lengte ( [12] en

[2] ): 2

I

3

I

4

I

5

I

6

I

7

I

8

I

9

I

10

I

C NH3 0 790 1700 790 790 790 790 790 790 970 ppm C NOx 720 720 720 720 350 720 720 350 350 350 ppm C S02 1020 1020 1020 1020 1020 300 300 300 300 300 ppm T 150 150 150 120 120 120 120 120 120 120 degC v. tijd ? ? ? 4.95 4.95 4.95 8.97 4.95 8.97.8.97 sec E NOx 0.05 0.1 0.35 0.1 0.3 0.35 0.6 0.5 0.55 0.6

---•

•

•

•

Page 26

De buiten~te ring, waar het rookga~ eer~t doorheen komt, bevat schone

katalysator, want de beladen kataly~ator zou teveel ammoniak verbruiken door de reactie van zwavelzuur met NH, tot de

ammoniumsulfaatzouten. Deze reactie verloopt sneller dan de reactie met NOx. r

V

~\:

bet!

r&cu-b

Mt.t o.c.ti.llc, Koo

_L

•

_I

-.. --" .--. . -, -.. -' ... _ ..

~l.S0'l

,---.... ... - - " - . . ,

.--

...

-N~H50 .. ,

SOL +

io~+ ~o~

~SO'i

\41..50"

+

N~

-+

N~H50Lf

NH .. \5 ;>'l

•

_4~'

N

'4'i

HS0'i

+

N

""'3 .-.

(N

H,;~ S~

•

•

•

•

•

Fig. 6.4.2.1. Reacties van NH, met S02 en NOx in een vast bed reactor ( [2J ).

Er is gekozen is voor een katalysator verblijf tijd die twee maal zo hoog is als in de eerste trap, hetgeen neerkomt op 50 h, omdat de kool tijdens de katalyse nauwelijks beladen wordt. Om deze grotere

verblijf tijd aan te kunnen is een groter reactorvolume nodig. Door de hoogte te vergroten wordt dit bereikt.

H • 12.0 m RO • 2.5 m

Rl • 5.05 m

v •

725.0 m'

Voor de buitenste ring waar verse actieve kool wordt ingevoerd wordt een breedte van 1 m gekozen:

H • 12.0 m

Rl • 5.05 m R2 • 6.0 m V • 359.7 m'

Met een verblijf tijd 1 van 50 uur is een stroom van 7.92 m' per uur

aan verse katalysator nodig in de buitenste ring van de tweede trap. Deze kool wordt beladen met 80% van het inkomende S02 ( geschat ). Dit komt neer op 0.595 kmol S /hr of 2.40 kg S /hr in de vorm van

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

I. I Page 27

(NH~)2S0~. Daar dit nog ver onder de maximum belading aan zwavelzuur van de actieve kool ligt wordt deze 8troom kool teruggeleid naar de eerste sectie van de adsorber. Om de verblijf tijd van 25 uur te

bereiken wordt nog 6.56 mS _{ver8e kool per uur bijgemengd. Door de}

eerste trap van de adsorber stroomt dU8 1~.~8 m' kool per uur.

N.B. De stroomgegeven8 zijn gebaseerd op de stortdichtheid van de katalysator.

Het toe te voeren NH 3 wordt gemengd met 2% van het gereinigde rookgas,

zodat de totale gasstroom door de tweede trap van de adsorber ( 1,02

187 665 • ) 191 ~18 Nm' /hr bedraagt.

De benodigde hoeveelheid ammoniak wordt bepaald door: - NH, verbruikt door S02 ( 80% van het

overgebleven S02 vormt (NH~)2S0~ ):

- NH, verbruikt door NOx:

1 .19 kmol/hr 1.61 kmol/hr

De totale ammoniak consumptie is dan 2.80 kmol/hr. Teruggerekend naar

de stroom rookgas komt dit neer op 330 ppm ammoniak in de tweede trap van de adsor ber •

6.5. Pneumatisch transport van de kool

De verse actieve kool die door de buitenste ring van het tweede

gedeelte van de adsorber stroomt wordt gerecirculeerd naar het eerste gedeelte. Het transport vindt pneumatisch plaats met behulp van een fractie van het ongereinigde rookgas dat tussen de compressor en de scrubber wordt afgetapt. Het rookgas is wel op een te hoge

temperatuur ( 178

oe )

voor adsorptie van S02 en in dit verband zou

aftappen van gas na de scrubber beter zijn. Het temperatuur van het

gas is daar 120

oe

en het gas is tevens extra bevochtigd.

Verwijdering van S02 zou al tijdens het transport van de kooldeeltjes plaatsvinden. Deze alternatieve opzet stuit echter op ruimtegebrek tussen de scrubber en de adsorber. De scherpe bochten die nodig zouden zijn brengen een te hoge drukval met zich mee waardoor ook nog een extra compressor nodig zou zijn. Tevens is de overdruk van het gas na de scrubber gehalveerd ( van 0.25 naar 0.13 bar) waardoor er terugslag zou kunnen optreden bij het hoofd van de eerste trap van de adsorber.

Uit een energiebalans volgt dat er 1.6~ m'/s aan gas nodig is om de

deeltjes te verplaatsen ( zie bijlage 5). De temperatuur van het gas en de deeltjes bij het ingaan van de reactor zijn niet automatisch aan elkaar gelijk. Om de uitgangstemperaturen te vinden worden een

drietal energiebalansen opgesteld: Warmteoverdracht van de deeltjes

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

Page 30

6.7. De cycloon Cy7 en de blower C6

Het ontwerp van deze twee apparaten is aan elkaar verbonden aangezien de drukval in de cycloon de keuze van de blower bepaald.

De ·cycloon wordt gedimensioneerd aan de hand van een

standaard-configuratie. Daarbij wordt met de diameter van het cylinder-vormige gedeelte alle overige afmetingen vastgelegd. De diameter volgt uit de Ebbenhorst-Tengbergen vergelijking [20]:

centrifugaalkracht

Cy • ---

-:a---weerstandskracht D*p,g*~

Hierin zijn:

dp diameter van het af te vangen deeltje vi ingangssnelheid van het gas

p,p dichtheid van het deeltje. 930 kg/m' D: d-iameter van de cylinder van de cycloon p,g dichtheid van het gas· 1.0 kg/m'

~ - kinematische viscositeit - 2.74*10-5 m2 /s

De diameter van het af te vangen stof wordt op 25 vm geschat zodat met vi· 20 mis en Cy • 1 de diameter" van de cylinder 53 cm is.

Om het stof-afvang rendement te bepalen wordt d50 berekend, de deeltjesdiameter waarbij 50% van de stof afgevangen wordt. d 50 • ( 0.14*E*Dc/2/vi/p)o.5

Met E • 2.19*10 5 Pa.s volgt een d50 • 6.6*10-7 _{m. Uit de verhouding}

van dp en d50 volgt uit fig. 12 van [18] ( blz. 12 ) een rendement van 94%. Dit wordt als voldoende beschouwd en is de keus van de

ingangssnelheid ( 20 mis ) gerechtvaardigd.

De drukval wordt gegeven door een eenvoudige betrekking: öP • 4 * p,g * v2_,g

öP • 1600 Pa

De blower wordt ontworpen op dezelfde manier als de compressor Cl. De volgende parameters zijn bepaald voor een tweetraps axiaalcompressor:

-•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

I

:

.

Page 31 W t - 2.30

*

10~ W 6.8. De ventilator e8

Omdat er een maximale drukverhoging van 1.4 bereikt kan worden is een èèntraps compressor voldoende om de druk naar 1.27 bar te verhogen. Mt behulp van de eerder beschreven methode kunnen de temperatuur en het benodigde technische vermogen bepaald worden.

W t - 2.72

*

10~ W T uit - 298 oe ;'1."

t----

--

Be

--r

" A A· Gas

tUit

' --

-r--1

Gas I ~ I In _I __ ol

YSc

. (~-.: . - _{: Lc} .'.: -.. Doorsnee A-A Stof ~ uit - - - -- - - -

-•

I

I

.

•

'

.

•

'

.

•

•

•

Page 32

6.9. De apparaten van de regeneratiesectie ( H9,Vl0,Vl1 )

Al~ medium voor de warmteoverdracht is lucht gekozen. Voor de

opwarm~ectie moet de katalysator indirect verhit worden omdat de lucht anders de vrijkomende verontreinigende gassen zou opnemen. Dit

gebeurt met behulp van een buizenwarmtewisselaar met de katalysator in de buizen. Na een snelle verwarming belandt de katalysator in een uitgasvat waar de geadsorbeerde stoffen vrijkomen en afgevoerd worden. Voor de afkoelsectie wordt uitgegaan van direct contact van de lucht met de katalysatordeeltjes. De lucht wordt direct door de katalysator heengeblazen en daarom is het noodzakelijk dat het S02 volledig

verwijderd is in het uitgasvat. Eventuele verontreiniging van deze lucht wordt opgevangen door deze inmiddels voorverwarmde lucht ( T

>

1200

e )

_{naar de ketel te leiden.}

Teneinde de warmtehuishouding te optimaliseren, wordt lucht die opgewarmd is in de katalysator afkoelsectie, ook gebruikt voor de opwarming van de katalysator. Tussen deze secties wordt de lucht in een fornuis extra verhit. Deze warmtetoevoer is bedoelt om twee warmte-verliesposten op te heffen nl. het warmteverlies in het uitgasvat en het verlies doordat de inkomende lucht opgewarmd moet worden. Aan dit laatste is niet te ontkomen; de uitgaande lucht moet warmer dan 120

oe

zijn terwijl de ingaande lucht juist eeri veel lagere temperatuur moet hebben. Gekozen is voor omgevingslucht van 20

oe

waarbij de dimensies van de afkoelsectie binnen de. perken blijven. Schematisch kan dit al~ volgt worden weergegeven:

Fig. 6.9.1.

'r<OOL

120·C.

_~rrn--~--

Luc.\-tT

_T

₃

LucHt

Tl.

•

•

I

.

I

I

•

•

I

•

•

•

•

•

•

Page 33

Er kunnen vier warmtebalansen worden opgesteld Overall balans: IN· UIT

Qm,kat*Cp,kat*120 + Qm,lucht*Cp,lucht*25 + QO ~

Qm,kat*Cp,kat*120 + Qm,lucht*Cp,lucht*T3 + VO (1) Warmtewisselaar balans: IN· UIT

Qm,lucht*Cp,lucht*Tl + QO • Qm,lucht*Cp,lucht*T2 (2)

Opwarmsectie: IN· UIT

Qm,kat*Cp,kat*120 + Qm,lucht*Cp,lucht*T2 •

Qm,kat*Cp,kat*450 + Qm,lucht*Cp,lucht*T3 (3) Afkoelsectie: IN· UIT

Qm,kat*Cp,kat*429 + Om,lucht*Cp,lucht*25 •

Qm,kat*Cp,kat*120 + Qm,lucht*Cp,lucht*T1 N.B. Alle Cp's zijn functies van de temperatuur.

(4)

Dit zijn 4 vergelijkingen met 5 onbekenden nl. Tl, T2, T3, Qm,l en QO. In bijlage 6 wordt dit stelsel opgelost door schattingen van T3 in te vullen en de resterende parameters op te lossen. Vervolgens wordt op rationele gronden de keus van het werkelijke

temperatuur profiel bepaald. Bij het oplossen vormt de

temperatuur-afhankelijkheid van de Cp's een probleem en om dit te vereenvoudigen zijn schattingen gebruikt. Resultaten uit deze

berekeningen tonen dat het gunstig is voor een snelle warmteoverdracht om T3 zo te kiezen dat de luchtstroom Qm zo groot mogelijk is.

Tenslotte dient T2

<

450°C en Tl

>

429°C teneinde aan de afkoeling en opwarming voldoende snel te laten verlopen. De resultaten zoals vermeld in bijlage 7 zijn:

Tabel 6.9.1. : Temperatuur profiel en luchtstroom door de regeneratiesectie. Qm [kglh] 14 282.2 11 208~4 9 801.9 9 223.2 8 709.0 8 249.1 7 461.0 262.4 327.5 370.9 392.6 414.3 436.0 479.4 372.4 440.9 486~7 509.6 532.5 555.3 601.2 123.0 123.3 123.5 123.6 123.7 123.8 124.0

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

Page 34

lucht~troom Qm van 8709.0 kg/he De bijbehorende Tl i~ 414.3 ° en T2

i~ 532.5 °C. De Cp's worden nu nauwkeuriger bepaald en de

temperaturen gecorrigeerd voor dezelfde Qm,lucht. Het re~ultaat wordt dan: Tl .. 393.5 °c Cp .. 1074 J/kg/K T2 .. 530.0 °c Cp ~ 1100 J/kg/K 13 .. 151.6 °c Cp .. 1020 J/kg/K QO .. Qm,lucht*( Cp,l*T2 - Cp,l*Tl ) .. 1.397*109 _J/h .. 3.880*105 _W 6.9.1. De opwarmsectie H9

In deze sectie geschiedt de warmteoverdracht indirect. De beladen cokes wordt door pijpen naar beneden geleid waarbij de omstromende lucht voor opwarming zorgt. Om de afmetingen binnen de perken te houden moet een groot aantal van deze pijpen gebruikt worden. Door de gebruikelijke procedure te gebruiken voor het ontwerp van een

warmtewisselaar zijn de volgende dimensies bepaald ( de berekening is uitgevoerd in bijlage 6 ): . Di .. 1.95 m Ou/Di .. 25.4/23.4 mm/mm L .. 18.15 m B .. 0.975 m N .. 3012 buizen Nk & 16 keerschotten

6.9.2. Het uitgasvat VlO

Het uitgasvat is een opslagsilo waar de geadsorbeerde stoffen als gassen vrijkomen. Om deze ontgassing te bevorderen moet het vrije oppervlak gemaximaliseerd worden. De meest ge~igende constructie i~

een taps toelopend vat waarbij de hoek tu~sen de horizontaal en de wand net groot genoeg is om stroming van de kooIdeeItjes in ~tand te houden.

•

•

•

•

•

•

•

•

•

I

!

.

I

Page 35

van de kool kan het volume berekend worden:

Volume - T kat

*

Qv,kat .. 2

*

14.48 - 28.96 m3

Hieruit volgt een diameter D van 5.20 m. De andere dimengies zijn (

berekening aan de hand van gekozen geometrie, bijlage 6 ):

hl .. 2.60 m , S1 .. 3.68 m

h2 .. 1.50 m , S2 - 3.00 m

6.9.3. De afkoelsectie Vl'

De afkoelsectie begtaat uit een vat waar de lucht direct door de kool wordt geleid. Door directe warmteoverdracht wordt de kool weer

afgekoeld tot de gewengte temperatuur voor adsorptie. Uit een model waarbij het vat wordt beschouwd als een warmtewisselaar kunnen de afmetingen worden bepaald. Hierbij zijn de benodigde koeling en de verblijf tijd de relevante parameters. In bijlage 6 is de berekening van de dimensies uitgevoerd:

H .. 12.38 m D .. 5 m

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

--- - --- - - -- - -- - -Page 36 7. De Massa- en Warmtebalansen

Bij het opstellen van de massa- en warmtebalansen over het gas zijn de

hoofdcomponenten N2 , H20, e02 en O2 opgenomen. Daarnaast zijn de voor

het proces belangrijke S02 en NOx erbij betrokken.

De stromen worden op dezelfde volgorde als in het proces aan de orde gesteld.

Het rookgas dat uit de economizer naar de reinigingsplant stroomt heeft de volgende samenstelling:

e02 H20 S02 N2 O2 NOx kmol/h 935.032 878.607 16.929 5964.857 266.000 4.837 ton/h 41.141 15.810 1.084 167.016 8.512 0.152 20944.4 19680.5 379.2 133610~7 5958.3 108.3

Het rookgas komt nu in een compressor waar het rookgas gecomprimeerd

wordt van 1.0 bar tot 1.25 bar en de temperatuur van 150

oe

naar 178

oe

stijgt. Aangenomen wordt dat het rookgas dezelfde samenstelling

heeft. als voor de compressor. Wel verandert de enthalpie-inhoud van

het rookgas.

In de scrubber wordt het rookgas gekoeld doordat er warmte wordt overgedragen aan water dat verdampt wordt in de gasstroom. Het rookgas uit de scrubber heeft de volgende samenstelling:

e0₂ H20 502 N2 O2 NOx kmol/h 935.03 1190.389 16.929 5964.857 266.00 4.837 ton/h 41.141 21.427 1.084 167.016 8.512 0.152 Nm3_/h 20944.4 26664.2 379.2 133610.7 5958.3 108.3

---•

•

•

I

.

r

I

•

•

•

•

•

•

Page 37

In de eerste trap van de adsorber vindt S02 verwijdering plaats:

kmol/h ton/h Nm1/h CO₂ 935.032 41.141 20944.4 HzO 1174.205 21 • 1 36 26302.2 S02 0.745 0.0477 16.7 N₂ 5964.86 167.016 133610.7 °2 257.91 8.253 5777.2 NOx 4.837 0.152 108.3

Na de tweede trap van de adsorber waar reductie van het NOx optreedt, heeft het rookgas de volgende samenstelling:

CO2 H₂0 S02 N2 O2 NOx kmol/h 935.032 1176.629 0.148 5966.773 257.603 2.419 ton/h -

I

Nm'/h 41.141 21 • 1 69 0~0095 167.072 8.243 0.076 20944.4 26343.1 3.3 133658.0 5770.3 54.2

---Een gedetailleerde beschrijving van de rookgasstromen wordt gegeven in hoofdstuk

'.1

.

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

""··<~"'i

..

,

A

ar

"

aatsTroom

1..

3

2

4

1 L

::

I

+

Compo

'

nenten

M a M

a.

M

Go

M

a.

M

Q

v

tr

,

~~~~~~~---4---+---~---+---~----~----~---+---~----~o - - I

~--~~----~~~~--~--~~~~---+~~~~~--~~~~---+-~~~----~~

I~~~~----~~~~---+-~~~---+~~~~----~~~~---+-~~~--

__

~O

<

~--~~----~~~~---+-~~~---+~~~~----~~~~---+-~~~----~~

~--~~----~~~~---+-~~~---+~~~~----~--~~---+-~~~----~~

~~--~~~~~~---+-~~~---+-=~--~----~~~~---+-~~-r----~~

Ll2..

'-41.'

J

Totaal:

₆

_y

.q~

_L154

_{2.._Lb'-L}

Q2J1L~O

₁

_b

_{3 .yq}

_{1I ,}

₅

_I

~

Ib

_'-I.&<ll

_:J

_ti

_1-

₁

I

_b

_7-

,3b I

_tS

₀₃₀

,

_{, I} (

APparaatsfroom

/f

Q

3

b

-'?>

~

~'

6

/(

0

, Componenten

M

a.

M

a.

M

a.

M

a.

M

a.

l4ooFl.Dh~.u

.

.;j""\ ~5TRll"I~

NAf::\

R

Aa~ OQ~çJ~.

t~_1..

4

~ ~~

'-I"

3<\

0

-:}2.

-

0

-=I-

'L

CO

L.\ -:

t

I

S 5

,

14

~

0' t

Q

-

cf

t

Q

01..

2

2

.

b

2'2-4

"

03 ' _ 00.3. \-\ 1.

0

~

'

"1.

15'

l

J

'

"

0.1

02

-

Ó

0

~

C;O:a.

~\OOo

i.

6

t (,

/0 - '(1

N~~

1000

.2Î , . 3 1 . . , ( ,

0

3

-

0 3

"'~'"Jt

-

/

:.-

0

01.3 0' 013 ~ / -"

To

t a al:

, ,

J

~

" )

~

y3

b

'5 ...

b'1

1-

'5b.5

I .,

0

I

(

I

5

0

0

13

-

0,05

I.,

0 ( ( I

5

M in kg/s

Q

in

kW

-Stroom /Componenten staat

L)

t1

~ bJ

I I

•

•

App_ar

'

aa

tsTr

oom

+

Compo'nenten

N~

LUl.

,

Ol.

1-l'LO

SOL

)(.\OCC

NCN

)< 1000

kooL

DEEcrJt~

Totaal:

Apparaatstoom

• Componenten

l

uC~T

ût=-

<i

oP

t\.\

'2..

co ....

OL

'~l

0

S

D

1.. ")(.. l 000

Nox.

XlODO .~ocL~t::T1ES

Totaal:

M

in

kg/s

Q

in

k

,

W

•

_•

19

M

a

7YSTRo

bM

ADS

O,y~

C'\ \

2-o'.c~_

o

Ob

'0

0'2.. ./

-Ob~

'

-

L&

'2.,,<1

_,

M

a

AE:e

IGL.j,

061

Ó_Yb

d.n(

./

-l.H2.

-5

•

•

•

•

•

11-

1b

2..1

M

a.

M

Q'

M

a.

STof

AFv~~ Oy~

Oyg

_C.4lJ

O· f

1

_ri

11- 0.12 f'l./ól

d

t')

'1-, fl ()L

if~

,

~

Oh

' tl06

/0

/0

"'0

o

7 c')

'L

0 ..

2-/ / ' ,.

-

o

_,

0 (

-O)6~

,

1-9

Olb~

_I

_J

_I

o

6~

I ,

C6

,. ,

31

34

,

~3

M

a

M

a.

M

a.

I

q4

1~4

, Q'-4

.

d,ol

d.ol

cl

')/

'

({yb.

r(

'-tb

-

_<f4b

(f

öl

. " "

if

t'>l

_6'

ol , /

ö3~

6

.

'l5*

-

_/ .,.

-

-

-

,

-

-2,.'-+2-

0

2..Li

2-

Q90

2.j-f2'

_13Liq

Stroom /Componenten staat

•

•

16

M

Q

Il.

uct-tr

IÎ)E-~e~~

r -:::;

4

0'

D , 0 /

iJl

oJ nl

./0

.-O~ /

-2..)

'2D

_-33

3D

M

a.

,'1'-4

6 ~,.

Ä1,6

ó

DI

6.15

. /

-"2...,Y2...

₃

₂₁

I

•

\:

~ ~ 10

v.

)

'-.C

-•

•

A

ppar

"

aa tsTr oom

, Compo'nenten

"},(ool

f\ci:.i:rlf

.,

AO~

N1,..

c.o~

_01-\-\1-0

SOl.

~,oco

N (""))(.

)C. \000 kCOLDEEL-ne~

Totaal:

A pporaatsfroom

• Componenten

KOoL CYCLuS

N~

C

0:-0,

LL.O

So.

'"")..\000

.

t\O... "

\00 0

KooLD,E.

LT'E.s

Totaal:

M

in kg/s

Q

in

kW

•

•

1_,,)

M

a

~GER

--

DE=SoRBE

R

-1..

'ti'

I

l1J1

134

23

M

Q

-, L I

\,'2..1

IYO

-•

•

•

••

lS

3~

M

a.

M

Cl

M

-

-

--

-

--

_-

--

-

--

-

--

-

-1.

Lct

'L ..

'1-tf

o

ol

, I _I ,

1...'2f:1.

1.'?,

~

1-

'Lq.

2.35

O~ol

I~

I~

M

a

M

Q

M

-

--

--

-".

-

- ,

-

--

-102-

_,

"

, L

1-./

l\oL

IO~ J

~

l.,3

I~'i

Stroom/Componenten staat

•

•

3~

Q.

I

Cl

._ ... --=--,' .. _ -

-•

•

~4

M

-2.

J

1.,..3

, 2.J~3

M

Q

,

2.30

I

a.

I

-c

p

LO ~

..r=-a