Een 50MWe centrale op basis van gefluidiseerde verbranding van steenkool

o

o

o

' 0 •

--

_

..

_. -

---

...

--

... ~--

..

_.

--"---"""""---.-...

-laboratorium voor Chemische Technologie

Verslag behorende bij het fabrieksvoorontwerp

van

onderwerp:

Een 50MW centrale, op basis van ' .

.••••.•.. ••• •••••••• Et. •••...••..•••...•...••.•.•...•....•••.•

gefl~idiseerde verbranding van ste~nkOQl

,

-I .

d .

l

,.'

adres: Vogelstraat 18c , Rotterdam ' ,. opdrachtdatum :

verslagdatum :

Rijn

en Schiekade

17

a, ,

..

• • " I '

...

," .. • j I , _, 4-02-1981

-o

---o

..

o

o

o

. ' Jo

o

o

o

o

( ( ( (

o

(' FABRIEKSVOORONTWERP EEN 50 MW CENTRALE e op basis van

gefluidiseerde verbranding van steenkool

P.J.A. Verheijen Vogelstraat 18c 3061 EZ Rotterdam Opdracht datum Verslag datum· 14-11-1980 4-02-1981

A.W.M.B. van Haasteren Rijn en Schiekade

77

a

( ( ( ( ( (

r

o

r

1. Inhoudsopgave 2. Symbolenlijst 3. Samenvatting en conclusies 3.1.Samenvatting 3.2.Conclusies en aanbevelingen 4. Inleiding 5. Gegevens 6. Procesbeschrijving

6.1.Vaste stof stroom

6.2.Lucht- en rookgasstroom 6.3.Stoomcyclus

6.4.Regeling van de stoomcyclus 6.5.0pstarten

7. Fysische en chemische achtergronden 7.1.Fluidisatie

7.1.1.Fluid-dynamische achtergronden 7.1.2.Warmteoverdracht in een F.B.C. 7.1.3.Toepassing van een F.B.R. voor

stoomproductie

7.2.Steenkool en bijbehorende reacties 7.2.1.Eigenschappen van steenkool

7.2.2.Verbranding van steenkool in een F.B.C. 7.3.Kalksteen en bijbehorende reacties

7.3.1.Eigenschappen van kalksteen 7.3.2.Calcinering van kalksteen 7.3.3.Sulfatering van kalksteen 8. Procescondities en procesberekeningen

8.1.Algemeen

8.1.1.Fluidisatie

8.1.2.Kritische diameter en uitworp van char

8.1.3.Soort fluidisatie

8.1.4.Contrêle op channeling en slugging 8.2.Processen in het bed en berekeningen

8.2.1.Wármteproductie in bed, freeboard en Carbon Burnup Cell

1 4 9 9 10 12 13 16 17 18 18 19 19 21 21 21 26 30 32 32 33 40 40 40 42 46 46 46 46 47 47

49

49

( ( ( ( ( (

o

8.2.2.Warmte~ffecten van de processen in het bed

8.2.3.Warmteoverdracht in het bed 8.2.4.Energie in afgevoerde assen

8.2.5.Warmtewisselaar-pijpen in bed en freeboard

8.2.6.Kritische warmteflux

8.2.7.0ntzwaveling van rookgassen 8.3.Processen in het freeboard

8.3.1.CO verbranding

8.3.2.Temperatuurstijging van de rook-gassen

8.3.3.Verbranding van CO (reactiesnelheid)

8.3.4.NO_x emissie

8.3.5.0pwarmen van de kalkdeeltjes in het freeboard

8.3.6.Warmteoverdracht in het freeboard 8.4.Berekening van TDH en freeboard

8.4.1. TDH

8.4.2.Freeboard

8.4.3.Attritie van kalk en as 8.4.4.Cyclonen

8.5.Carbon Burnup Cell

8.5.1.0ntwerp van de CBC 8.5.2.Freeboard reacties

8.5.3.Berekening van de cyclonen 8.6.Rendement van de centrale

8.6.1.Verbrandingsrendement 8. 6.2. Sankey-diagrarn 8.7.Massa- en warmtebalans 9. Economische aspecten 9.1.Investeringen 9.2.Rentabiliteit 10. Literatuurlijst

Appendices App 1 Druk/enthalpie diagram App 2 Rendement gascyclonen

50 51 56 56 58 59 65 65 66 68 69 71 73 76 76 76 77 81 83 83 87 88 90 90 92 94 101 101 102 104 111 112

App 3 Ontwerp luchtverdeelplaat 113

(

App 4 Ventilator berekening 115

App 5 Pomp berekening 116

App 6 Berekening warmtewisselaars

H16 , H17

,

H6 ~n H10 118

(

App 7 Berekening benodigde lucht 122 App 8 Samenstelling rookgassen 122 App 9 Getalwaarden numerieke integratie 124 {

(

(

c

'

( ( ( ( ( (î

o

(î 2 .. Symbolenlijst A C.B •. C. C CD d pit d. ~ d u D pen d. 1 _~n E F F.BoC.C. Fr g h oppervlakte in m2

carbon burflup cel1

soortelijke wannte in J

I

kg oK

constante

weerstandsfactor

diameter in rll.

~L.'~.

inwendige diameter warmtevvisselaarpijp in m.

ui t\'Jendige

,

,

,

,

,

,

penetratiediepte in m.

inlaatdiameter van cycloon in m.

diameter deeltje waarvan vangstrendement

in de cycloon 005 is, uitgedrill(t in mo

term uit de Ergun-relatie

,

,

correctiefactor bij berekening w. wisselaar (41)

fluide bed combustion/combustor fluide bed coal combustion

fluide bed reactor froude-getal

versnelling van de zwaartekracht

9.8

mi

2

. s conversiefactor in vgl. 1 :

9.8

kgm/kg force.s 2 giga: 109 emissieviteitsfactor warmteoverdrachtscoefficient in Nu-getal in

wl

2Q.,.r m.A. overall w.o. coefficient van rookgas naar kalk

uitgedrukt in

wl

_m 2 OK

( ( ( ( ( (

r

( I

o

k K 1 L M n Nu p p p p q R Re t T u

u

U r

weerstand in leiding in meter waterkolom

ITk~o8etrische opvoerhoogte in m.

enthalpie in BTU/lb

gemiddelde pijplenete van \V.W o buizen in m.

polytropische exponent constante in vgl. 20

afstand tussen straler en pijpwand in ft. bedhoogte in m.

totale bedmassa in kg. mega :

factor voor lucht overmaat nussel:t-getal

partiaal druk in

N

I

_m 2 of atm. druk in N/m2 of atm.

temperatuurefficientie:zie ref. 41 drukval in

NI

2 of atm. m warmt eflux in

wl

2 m warmtestroom van 0 naar 1 in W

, ,

, f 2 • f 3 f .

stralingswarmtestroom in BTU/hr

gasconstante

warrntecapaci tei tsverhouding zie ref.' 41

reynolds-getal buiswanddikte in mo t empera ur tu ';Y\ _{. l . U} oK of

oe

snelheid in mIs.

overall warmteoverdrachtscoefficient in W/m2o~

<- v v_inl V ( _x z z _s ( ( ( ( Cl

sup erficiele snelheid in w.w.-pijpen in snelheid in inlaat van cycloon in mis. volwne in m3 •

mate van onderkoeling hoogte in m. sferici tei t void frac"tion d~kamische viscositeit in kg/s.m. totale rendement Vlarmtegeleidbaarheid in VI/mOK. kinematische viscositeit in m2/s conversiegraad dichtheid in kg/m3 gemiddelde dichtheid in kg/m3 treksterlcte in N/mm2

gemiddelde verblijf tijd in s. stroom in VI/s , kg/s , m3/s.

7 ( Gebruikte indiceso

---a as ( b bed b buis c kri tisch ( el electrisch f fluidisatie fb freeboard ( g gas gem gemiddeld i inwendig inl inlaat k steenkool kin kinetisch ( 1 kalk mf minimum fluidisatie m massa ( opt optimaal or ' orifice p deel.tje (l pen penetra:t;ie r straling s vaste stof 0 t terminaal th thermisch tot totaal 0

( u ui tv .... endig v volume vis viskeus ( w warmte ( ( ( (

o

( 3. 3.1. ( (

~1

/ , ,V' ,' / ,) I~ ( ( ( (

o

o

IJ Samenvatting en conclusies Samenvatting

Een ontwerp wordt beschreven van een 50 MW centrale e

op basis van gefluidiseerde verbranding van steenkool. Om de uitstoot van S02 zo laag mogelijk te houden

(beneden de EPA-norm), wordt tijdens de verbranding kalksteen toegevoegd.

Het uit het hoofdbed uitgeblazen onverbrande materiaal wordt in een zogenaamde "Carbon Burnup Cell" naverbrand,

waardoor een hoog verbrandingsrendement gehaald wordt _{,-- ~}

(98,6%)

Door agglomeratie van de beddeeltjes in de Carbon Burnup

Cel1 wordt de uitstoot aan vliegas beperkt Het totaal-rendement van de centrale is 33,2

%.

ROl-berekeningen wijzen uit dat de rentabiliteit bevredigend

( 3.2. ( ( ( ( ( Cl

c

Conclusies en aanbevelingen

Het is niet volkomen duidelijk, of de in de literatuur opgegeven waarden voor de superficiele snelheid, gebaseerd zijn op bedomstandigheden, of op standaard-condities.

Een aantal ~an de voor het ontwerp belangrijke gegevens

zijn sterk afhankelijk van de eigenschappen van de

steenkool en de kalk. Deze zullen voor elke soort apart, onder bedrijfsomstandigheden, bepaald moeten worden, om tot een verantwoorde berekening van de centrale te kunnen komen.

Zeer weinig is bekend over het gedrag van het fluide bed als verbrandings-reactor. Bovendien zijn de uit de literatuur bekende relaties over het algemeen bepaald voor bedden van veel kleinere afmetingen en bij gebruik van deeltjes met veel kleinere diameters dan de in dit ontwerp gebruikte gegevens.

Het is niet met zekerheid te zeggen of het bedvolume bepaald wordt door de binding van de 802 of door de

plaatsing van de warmtewisselaars en de steenkool-invoer. Indien het bedvolume van de grootte van de

warmtewisse-laars afhangt, is het van belang de warmteoverdracht

beter te kunnen beschrijven dan op het moment het geval is. Betere bepaling van de warmteoverdrachtscoëfficiënten

is nood,zakelijk.

Indien het bedvolume afhankelijk is van de 80

2-binding,

is het van belang het bindingsmechanisme beter te kunnen beschrijven, alsmede de benuttingsgraad van de kalk, onder bedrijfsomstandigheden, goed te kennen.

( ( ( ( ( (

Van groot belang voor het ontwerp van de centrale is de snelheid van attritie van de deeltjes.

Om tot een verantwoord ontwerp te kunnen komen, dient hier onderzoek naar verricht te worden.

Om de verdeling van de warmteonttrekking uit de diverse delen van de reactoren goed te kunnen bepalen, is meer onderzoek noodzakelijk naar wat er zich in het freeboard afspeelt. Met name wat er direct boven het bedoppervlak gebeurt voor wat betreft deeltjesconcentratie en CO-verbranding.

Over het NOx-gehalte in de rookgassen heerst grote

onzekerheid. Het is afhankelijk van de plaats van monster-name. Algemeen bekend is dat het NO -gehalte lager zal

x

zijn dan berekend zou worden op basis van het stikstof-gehalte van de steenkool.

Het rendement van de centrale zou verhoogd kunnen worden door

1).met hogere stoomdrukken en temperaturen te werken 2) de stoom vaker te oververhitten

3) de druk en de temperatuur in de laatste expansie-trap beide lager te kiezen.

4) de rookgassen verder af te koelen.

5) de warmte van de asstromen te benutten om de verbrandingslucht en/of het voedingswater op te warmen.

(

4.

( ( ( ( ( ( Inleiding

Omdat de olie- en gasvoorziening in Nederland in de toekomst steeds moeilijker zal worden, wordt het opnieuw invoeren van steenkool als primaire energiebron ernstig overwogen.

In dit verslag wordt een processchema beschreven van een electrische centrale, wa3.rin d.m.v. verbranding van steen-kool in een gefluidiseerd bed , stoom wordt geproduceerd.De stoom expandeert over een turbine , waarmee een generator wordt aangedreven.

Teneinde te kunnen voldoen aan de normen voor de 802 emissie

wordt kalk als sorbent voor 802 toegevoegd.

Belangrijke voordelen van deze procesvoering , "die onder at-ffiosferische omstandigheden plaats heeft , zijn , t.o.v. con-ventionele centrales:

a

-

de lagere verbrandingstemperatuur waardoor N₂ uit de lucht niet wordt omgezet in NO_x • Aldus wordt de emissie van NO_x beperkto

b aoor efficiente 802- binding kunnen steenkoolsoorten met een hoogS-gehalte zonder voorbehandeling gebruikt worden. c

-

de hoge warmteoverdrachtscoefficient in het fluide bed maakt het mogelijk een relatief kleine verbrander "te ge-bruiken.

Nog niet opgeloste problemen bij deze proc'esvoering zijn ~

a

-b

c

-de emïssie van as en van vliegas waarin zeer kleine deeltjes voorkomen (~ 10 ~m.)

de onvolledige benutting van kalksteen,

de enonne hoeveelheden gips die geproduceerd worden en waarvoor nog geen geschikte vervverkingsmogelijkheid bestaat.

( ( ( ( ( ( ("1

c

5. Gegevens

Capaciteit van de centrale Aantal bedrijfsuren/jaar Gegevens steenkool: 50)(106

w

e 8000 hr ~~

Uitgegaan is van een Amerikaanse gasvlamkool (high volatile bituminious B (Am)) Floyd Elkhorn nr 1 uit Kentucky (1) Grootteverdeling steenkooldeeltjes : (3 tot 5) 10-3m

Gemiddelde deeltjesgrootte 4x10-3m Stookwaarde

30,0~106

J/kg (1) Samenstelling vocht 3,3 % C 77,3

%

vluchtig 38,6 %

o

10,3

%

vast as : 1,4~103 kg/m3 0,8~103 J/kg K C Gegevens kalk: \l~ 53,7 % 4,4 % Grootteverdeling k~kdeeltjes : Gemiddelde deeltjesgrootte Samenstelling (2) CaC0 3 " MgC0 3 \; .,., ,.-' _limoniet \'~'\" \ 2,4x103 kg/m3

'

PI

·

• cp

·

·

1,1~103J/kg

K 91 8 1 H 5,6

%

N 1,6

%

s

0,8

%

(1,5 tot 2,0) 10-3m 1,75 x1 0-3m % % % Gegevens lucht (3,4): _".-~

Vo

~

%

Gew

%

Samenstelling : 75,5 78,1 23,2 1,3 1,0 20,8 0,7 0,4

( ( ( ( ( ( () (î

I

_(' Pg (kg/m3 ) 1,29 0,30 0,26 llg (kg/m s) 1,71x10 -5 4,7)<.10 -5 5,0><.10-5 cp (J/kg K) 1090 1090 1090 g Opmerking:

Voor de soortelijke warmte van lucht en rookgassen wordt voor het hier gebruikte temperatuur traject, de gemiddelde

waarde van 1090 J/~g.K genomen.

Gegevens uit (3) wezen uit dat de fout niet meer dan 5

%

was.

Gegevens rookgassen: Samenstelling :

Pg

(kg/m3 ) ~g (kg/m sj cp (J/kg K) g Vol

%

75,2 13,3 5,9

---3,9 &.--..-0,9 0,13 NO

_x

0,05 S02 0,024 rest 0,6 oOe _587°e 1 ,33 0,42 1,8x10-5 3, 7x1 0 -5 1090 1090 9000e 10000e 11000e 0,31 0,29 0,27 4,8x.10 -5 4,9><10-5 5,1)(10-5 1090 1090 1090

( ( ( ( ( (î

o

(î Gegevens koelwater:

Als koelwater voor de condensor kan gekozen worden uit kanaal- of rivierwater(met inlaat temperatuur van 20°C en een toelaatbare uitlaat temperatuur van 40°C) en

koeltoren-water

(i~laat te~ur

: 33°C, uitlaat temperatuur: 50°C)

(zie (5))

fwater : 1

~103

kg/m3

c 4,2x10 3 J/kg K Pwater

Gegevens proceswater:

Voor gegevens over het proceswater, zie het druk/enthalpie-diagram, appendix 1 pg.111 Gegevens kolenas: Globale samenstelling 2,4x103 kg/m3 1,1)1.103 J/kg K Si0₂ A1 203 Fe 0 _{x y} CaO rest 40-60 % 20-35 % 5-29 % 1-15 % 0,5-4 %

51 52 I STEENKO . (C) ~1

.----,v

.

.If

r . / J

'

V

\..V

..

R4 l 12 ~

t

\'")

..

I

I

LUCHT . , ( 1 0 ' ) "

S 1 SILO VOOR KALK S 2 SILO VOOR STEENKOOL M 3 STOOM-WATER SCHEIDER R 4 FLUt DE BED Cy5 CYCLOON VOEDI NGSWATER H 6 WARMTEWI SSELAAR B 7 VENTI LATOR R 8 FLUI DE BED Cy9 CYCLOON Hl0 WARMTEWISSELAAR Tu 1 1 lURBI NE Tu 12 TURBI NE P 13 COMPRESSOR G 14 GENERATOR V 15 VAT

..

~

~

•

H 161 WARMTEWI SSELAAR H 17 WARMTEWISSELAAR M18 SCHooRST EEN B19 VENTILATOR M18 TuIl ~ Hl0 (<Dj

T

(

@ ~ 26 Suppletie water

EEN 50 MWe CENTRALE

OP BASIS VAN GEFLUIDI SEERDE

VERBRANDING VAN STEENKOOL P JA Verheijen

AWMB van Haasteren

\ B19

Janu~ri

1981

OStroomnr. [IJ Temp. in'\:: 0Druk in bar

...

(

6. PROCESBSSCHRIJVING (zie processchema)

Om electriciteit op te wekken, wordt steenkool in een gefluidi-seerd bed verbrand, terwijl continu kalk wordt toegevoegd om

de vrijgekomen zwaveldioxide te binden. Met de vrijgekomen warmte

( wordt oververhitte stoom geproduceerd, waarmee een turbine

in beweging gezet wordt, die de generator aandrijft. In het proces zijn drie stromen te onderscheiden:

1) vaste stof stroom

( 2) lucht- en rookgasstroom

3) stoom-cyclus

6.1.,Vaste stof stroom

( De steenkool (5,0 kg/s) wordt naar de reactor (R4)

getranspor-teerd (stroom 2) en met behulp van conisch uitlopende pijpen (om verstopping van de pijpen,tgv. uitzetting van de steenkool, te voorkomen) op verschillende plaatsen over het bed verdeeld.

e

De kalk (0,315 kg/s) wordt van bovenaf (stroom 1) in het

freeboard gebracht, waarna het door de freeboard heen in het bed valt.

e

(

( ,

n

Door de kalk op deze wijze toe te voegen, wordt het op de weg door het freeboard opgewarmd en gedeeltelijk gecalcineerd

(zie

8.3.5.).

Hierdoor is het in staat om S02' dat nog in

het freeboard aanwezig is, gedeeltelijk af te vangen.

Tijdens het verbrandingsproces worden de kooIdeeItjes kleiner en worden bij het bereiken van de kritische diameter (zie 8.1.2.) uitgeblazen. Door attritie van kalk en asdeeltjes ontstaat

stof dat ook door de gasstroom meegevoerd wordt.

Deze vaste stof stroom wordt via stroom 6 naar een cyclonen-batterij (Cy5) gebracht. Hier wordt de vliegas gedeeltelijk

afgescheiden.~et niet afgescheiden gedeelte gaat met· de rook-gasstroom via H6 en H10 naar de schocrsteen en wordt gespuid. Het door de cyclonen afgevangen gedeelte wordt naar de

Carbon Burnup Cell (R8) (stroom 12) gevoerd, waar de in de stof aanwezige char naverbrand wordt.

Het gedeelte van de kalk en as dat niet met de rookgassen de reactor (R4) verlaat, wordt met behulp van een as aftap

( ( ( ( ( ( (

o

Ook in de Ca10n Burnup Cell (CBC) (R8) wordt een gedeelte van de as en kalk via de cyclonen (Cy9) afgevoerd (stroom 21) terwijl de rest aan de onderzijde van het bed wordt verwijderd

(stroom 19).

Het gedeelte van de vliegas dat niet door de cyclonen wordt afgevangen, wordt uiteindelijk via de schoorsteen gespuid. 6.2. Lucht- en rookgasstroom

Omgevingslucht (60C, 65,89 kg/s t 1 atm. )(stroom 10) wordt via

een ventilator (B7) in warmtewisselaar H16 door condenserende stoom, opgewarmd tot 92°C. Via stroom 26 en warmtewisselaar H10, waar de luchtstroom opgewarmd wordt tot 121°C, gaat de lucht naar de reactoren: via stroom 8 naar het hoofdbed (R4)

via een reduceerventiel (stroom 17) naar de eBC (R8)

Na verlaten van de reactoren en de cyclonen, wordt de hete rookgasstroom (70,64 kg/s 587°C) in warmtewisselaar H6

(stroom 13) afgekoeld tot 198°C met behulp van het voedings-water. Na warmtewisselaar H10 gepasseerd te zijn, waar af-koeling tot 171°C plaatsvindt, wordt de rookgas via venti-lator B19 en schoorsteen M8 gespuid.

6.3. Stoomcyclus

Voedingswater (39 kg/s. 288°C .171 atm.)(stroom 5) wordt in het bed (R4) opgewarmd en verdampt tot stoom van 354°C. In de gas/vloeistof scheider (M3) wordt het nog aanwezige water van de stoom gescheiden en teruggevoerd (stroom 5A) naar de warmtewisselaar. De droge stoom (stroom 3) wordt

in het bed oververhit tot 463°C (stroom 4) en in het freeboard

van R4 tot 516°0 (stroom 7).

De stoom wordt in het bed van de eBC (R8) oververhit tot

543°0 (stroom 15) en in het freeboard tot 571°C.

In de eerste turbine (Tu11) expandeert de stoom tot 34,2 atm. 316°C waarna die naar het freeboard van R4 teruggevoerd

wordt (stroom 22). Hier wordt de stoom heroververhit tot

571 oe (stroom 25) waarna die. in de tweede turbine (Tu12)

( ( ( ( ( ( (

1(,

o

De stoom wordt vervolgens gedeeltelijk gecondenseerd in warmtewisselaar H6 door de verbrandingslucht. Totale conden-satie en onderkoeling tot 1030C wordt gerealiseerd met

behulp van condensor H17, waar gekoeld wordt met of koel-water van 20oC, of koeltorenwater van 330C. In winterse tijden kan deze stoom gebruikt worden voor wijkverwarming. Het gecondenseerde voedingswater wordt opgevangen in het voedigswatervat

(V15),

waar suppletiewater toegevoegd wordt. Vervolgens wordt het water (1,1 atm. 1030C) door pomp P13 op 171 atm.104oC gebracht (stroom 24) en in warmtewisselaar H6 opgewarmd tot 2880C (stroom 5).

6.4. Regeling van de stoomcyclus

Om te voorkomen dat de temperatuur van de stoom te hoog wordt, zijn verscheidene by-passes aangebracht (3A,4A,7A,

15A en 22A). Mocht de temperatuur van de stoom te hoog op-lopen, dan zal koudere stoom bijgespoten worden tot de tempe-ratuur op de juiste hoogte is.

Wordt de t~mperatuur in de reactoren te hoog, dan moet minder steenkool toegevoegd worden of de snelheid van de stoom op-gevoerd worden.

6.5. Opstarten

Gasbranders, voorzien van eigen luchttoevoer, worden vlak boven het bedoppervlak geplaatst. Terwijl in het bed de fluidisatiesnelheid op iets boven de minimum fluidisatie-snelheid gehouden wordt, wordt het bed met behulp van de gas-branders op 5500C gebracht, waarna gestart wordt met het toe-voegen van de steenkool.

De branders worden gedoofd zodra de temperatuur van het bed 7000C is, de temperatuur waarbij autotherm bedrijf mogelijk is.

Om de opstartperiode te verkorten en het verlies aan energie te minimaliseren, wordt de fluidisatielucht, als deze de cyclonen verlaat, via rookgasleiding 13A naar de ventilator teruggeleid. Dit opgewarmde gas wordt weer gebruikt om het bed te fluidiseren.

( ( ( ( ( ( Cl ()

Deze recirculatie kan doorgaan tot de temperatuur van het gas zo hoog geworden is, dat het onverantwoord is de ventilator op die temperatuur in bedrijf te houden. Het hete gas zal gedeeltelijk gespuid moeten worden, gedeeltelijk bijgemengd met koude lucht.

(

c

( ( (J (

7.

FYSISCHE EN CHEMISCHE ACHTERGRONDEN

7.1 • Fluidisatie

701.1. Fluid-dynamische eigenschappen:

Als men in een gepakt bed, dat van onder naar boven door-stroomd wordt met een gas, de gassnelheid verhoogt, zal de drQkval over het bed toenemen. Zodra de wrijvingskracht, uitgeoefend door de gasstroom op de deeltjes, gelijk wordt

aan het schijnbare gewicht van de deeltjes, zal het bed gaan drijven op de gasstroom. Neemt de gassnelheid verder

toe, dan treedt bedexpansie op. Bij nog hogere gassnelheid kan het bed tenslotte in zijn geheel uitgeblazen worden: pneumatisch transport.

De si tl.l.atie waarin het bed verkeert tussen de momenten dat het gaat drijven en dat het uitgeblazen wordt, noemt men de gefluidiseerde toestand. Deze toestand gaat gepaard met een zeer goede menging van de deeltjes en daardoor snelle verefÏening van de tempe~dtuur- en concentratiegradi·~ten.

Verder blijkt in een gefluidiseerd bed een relatief hoge warmteoverdrachtscoëfficient voor te komen (6)0

De drukval in een gefluidiseerd bed wordt gegeven door:

't

.

,6. P( g

=

g( 1-

f: )

(D - P )

~c p ,s \g

f

De relatie van Ergu.n, die de drukval relateert aan een aan-tal bed-interpretaties, luidt voor een vast bed:

AP _{. . 1:1' =}

₁₅₀

-,;:-°c

f 2 (1-E ) m 2 1-(' (;> u +

1.15

m \g mf

f~

.

zsdp

waarin Zs de sfericiteit voorstelt (zs=1 bij een bolvor-mig deel tj e) •

( ( ( ( r

I,

Bij het b3gin van fluidisatie lijkt het gefluidiseerde bed

nog op een gepakt bed en volgt de minimale

fluiuisatiesnel-hei cl uit cor.1binatie V2n

<D

en

®(

elimi~eerAP en

verme-nigvuldig linker en rechterlid met

~~?

):

'2...

~

~j

3

\. Jf

{;;:le41Y\~e~

\

+

-\'5"0

(1

-

~""'tJ ~e\..l"'f!E>%

=:

d~ R~(e~-P~)

q",

CD

4.3

~

l't\ç \"

l

7

Zs

2~

I'nt

r')

t

()

Als E f en z onbekend zijn kunnen deze ge"êlimineerd worden m

volgens Wen en Yu (7) door de volgende substituties:

1 1

-t

mf

Zs2~

~ 14 en z22.3 = 11

s mf

zodat vergelijking

CD

overgaat in • _•

I

d

p

u~l ~

=.

r

(~.1)

'l. -t-o,oLl.o8

d~ ~~

(e-o

-('9"')

St

1

~

_

33'1

~

1

rE

J

De Ergun relatie

0

bestaat uit een viskeuze term E. en

, , '- V2S

uit een kinetische term E kin E . v~s E· _kin

=

"--

---Als Re

p(20 kan vergelijking ~ benaderd worden door:

<:>?

q

=E"i,

~ M-",~

= (

z.~<l.

(es

--R~

't

[.3.

~

L

oe..

150

'l

.1-

2:-en met Yu 2:-en Wen (7) : u

mf =

d~ (~s-eg)

g

@

1650J~

Als Re_p)1000 kan vergelijking

~

benaderd worden met :

en met Yu en Wen (7)

@

c

(

c

( ( ( (

o

I 1('

In een gefluidiseerd bed onderscheidt men 2 typen van fluidisatie:

"particulate fluidisation":d.w.zo een homogene verdeling

van gasvormige en vaste fase.

Dit type doet zich voor bij gas/vast systemen waar de flui-disatiesnelheid dicht bij de minimale fluidisatiesnelheid ligt. (Een synoniem is "smooth fluidisation" )

"ag~regative fluidisation":d.w.z. men kan een bellenfase en een emulsiefase onderschei-den. Deze situatie treedt bij gas/vast systemen op bij hoge-re fluidisatiesnelheden.(Een sY11.oniem is "bubbling fluidi-sation").

(N.B. bij grotere deeltjes zal bijna nooit homogene flui-disatie met gas optreden).

Wilhelm en Kv~auk (8) beweren dat het type fluidisatie

be-paald wordt door het Froude-getal: Fr= u2/gd • p

Als Frmf~0.13 zal aggregative fluidisation optreden en als Frmf

<

0.13 zal particulate fluidisation optreden. Romero en Johansen (9) tonen met behulp van uiteenlopende

experimentele gegevens aan dat het type fluidisatie beter kan worden besc;hreven met de volgende combinatie van di-mensieloze grootheden:

Als dit product kleiner is d:::m 100 zal particulate fluidi-sS.tion optreden en anders aggregative fluidisation.

( ( ( ( ( (

o

Een indruk ven het verloop ven de drukval als functie ven de superficiele gassnelheid in een vast bed en in een ge-fluidiseerd bed krijgt men uit figuur 1.

500 , I I I \ I i I - - : - --1 I I r ,TT! Flxed bed ~-I - - FIUld,z!'d bed f-I , , q, 300 : : I I -- - - -- - - --", .. - .lP"I.H r-E

.

(

5(r~f.,:.,.--~· . ·--'_"""-!"_· _

.

-. -~ --~ --- -. ..., '-'·1-·-- ," _- -! , - j) J = -W ~ 200 _ / '

/

!

. ,

I

_

\

'.-

l

-r-.o /}7 . / / i : ..ê.. f:m, (/, ( , ./ Inttlalln('; rf I i / / tlfll I entriJlnmCl11 ~ 100 -

/

«/

---

-

-

-run,r -- -. -- - --- - - - ---- N '-~ :-l.(''' Slope = 1

50 I ~i 1 I I 1 I I: .,.Tern'I'Ld ve'oclty "I

1 2 3 ~ JO 20 30 50 100

Air velocIty Ua (cm/sec)

figuur 10

(Deze figuur is overgenomen uit Levenspiel (6) ).

De gassnelheid in een gefluidiseerd bed heeft als boven-grens de terminale valsnelheid van de gefluidiseerde deel-tjes. Deze wordt bepaald door een krachtenbalsns tussen

wrijvingskracht, zwaartekracht en opw'aartse kracht op ~én

,

deeltje en hangt als volgt samen met de fysische constanten vsn het systeem:

u =

f

4gdp (

~s-~g)

J

0.5

t 3 0 C

\g D

waarbij CD een functie is vsn Re

p Re _p, t(O,4 ) -1

=

24Re p

0,43

( ( ( ( (

o

De verhouding u-lu_mf is een maat voor de flexi bili tei t van de fluidisatiesnelheid

--~> u_t/u_mfC'V90 (kleine deeltjes)

- - + ) ut/u

mf tV 10 (grote deel tj es )

Bij een hoeveelheid deeltjes van uniforme grootte en rela-tief grote afmetingen kan de flexibiliteit z~ laag zijn, dat fluidisatie Uberhaupt erg moeilijk wordt.

De optimale fluidisatiesnelheid volgens Levenspiel (6) is gegeven door de formule:

®

Behalve de eigenschappen van de vaste fase en de gasfase spelen de eigenschappen van de gasverdeelplaat eveneens een belangrijke rol bij de kvvali tei t van de fluidisatie. Een gasverdeelplaat met veel kleine openingen per opper-vlakte-eenheid produceert kleine gasbellen waardoor, ,voor-"

al bij l~ge gassnelheid, goed gas/vast-contact gerealiseerd kan worden. Hier staat tegenover dat een dergelijke plaat een grote drukval in de gasstroom ten gevolge heeft en daardoor de procesvoering duurder maakt.

De drukval is aan een minimum gebonden teneinde gel:j.jkma-tige verdeling van de gasstroom over de openingen te ver-krijgen. Deze minimale waarde is volgens Levenspiel (6):

terwijl volgens Zuidervveg (10) 6P_{pl ,mino} = 0,1AP_bed

voldoende is.

De verdeling van de gaten over de luchtverdeelplaat is eveneens belangrijk: een vlakke geperforeerde plaat met vierkante steek heeft de neiging chenneling en slugging in het midden ven het bed te veroorzaken. Dit kan onder-drukt worden door een parabolisch gatenpatroon of door andere, niet-gasvormige voedingsstromen in het centrum

( (

c

(

o

(î

van de plaat te laten binnenkomen.

Welk fluidisatiepatroon ook in de reactor voorkomt, in

alle gevallen zullen de gasbellen het bedoppervle..k

be-r eiken en daar vaste stof opwerpen. Afhankelijk van

flui-disatiesnelheid, terminale snelheid en belgrootte zullen vaste deeltjes meer of minder hoog worden opgeworpen. De hoogte van het freeboard is bepalend voor de hoeveelheid vaste stof die door de gasstroom uit het freeboard wordt getrcmsporteerd.

Vanaf een bepaalde hoogte in het freeboard, de T.D.H. (transport disengaging height), is de fractie vaste stof

\'wv""'" constant. Ondanks het evidente belcmg van een kwant i

tatie-1\r-l~J,/V';j'

t

~/~

ve beschrijving van deze entrainment, is er tot nu toe

L.. .' /.\'\ J

,JI" 'I,...'':: geen duidelijke correlatie tussen T.D.H. enerzijds en

ei-,e . ~1.,

G

V V

i,.I'. '[ genschappen Véffi vaste stof en bedparameters anderzijds in

" I .. I

" f " J " , <:~,,,>; de literatuur gegeven. l'-" ;../, //'

'1'J" Bij een F.B.R. ven lcleine afmetingen (d

t enkele centimeters)

bestaat de kans op sluggihg, d.w.z. vorming van bellen met

een diameter gelijk aan die van het bed, waardoor Ut

be-perkt wordt. Bij grote bedden zal dit niet optreden.

7.1.2. Warmteoverdracht in een F.B.C.

In gefluidiseerde systemen komen in het algemeen

warmte--overdrachtsco~fficienten voor die een orde groter kunnen

zijn dan in vastbed-reactoren (zie fig. 2 (11) ).

<00 " ~60 C ~e

•

>-z .., u ~ '" 0 u ~ "-_VI Z

..

a: >-j x 0 • 0 ~o 60 figuur 2.

( ( ( ( ()

I

('

Ond2nks een grote hoeveelheid onderzoek op dit gebied is

de overeenkomst tussen de gevonden correlaties tussen

warmteoverdr2,chtscoefficient enerzijds en een aantal

di-mensieloze groepen (zoals Re, Pr etc.) anderzijds ver te

zoeken. Verschillen in orde van grootte zijn geen

uitzon-dering (11)0 De reden voor deze grote verschillen lijkt

verband te houden met de afhankelijkheid van warmteover~

drachtscoefficient V2n vatgeometrie, bvaliteit van de

fluidisatie en stromingspatroon in het vatc Bij alle

cor-relaties op dit gebied valt op dat er soms nog wel een

"geometrie groep" in de correlatie voorkomt, maar dat een

dimensieloze groep die de kwali tei t van de fluidisatie

weergeeft, overal ontbreekt. Dit is vooral een gemis als

objecten in het bed zijn geplaatst.

Tegenwoordig veronderstelt men dat 3 mechanismen betrokken

zijn bij de vvarmteoverdracht van het bed naar wand in een

F.B.H.:

a. Vastestof deeltjes, waarvan de soortelijke warmte veel

groter is dan die van het gas, gedragen zich als

warmte-transporterend medium c Door hun hoge snelheid pendelen

ze op en neer tussen de bulk V2.rl het bed en de

fluidi-serende gasfase. Wegens hun hoge snelheid en soortelijke

warmte verandert hun temperatuur weinig.

b. Vastestof deeltjes, die botsen met de wand, breken daar

de laminaire grenslaag op en veroorzaken daarmee een

verlaging van de warmteweerstand in deze laag: zie fig.3

(model van Levenspiel en Walton (12)).

c. Clusters V2.n deeltjes in de emulsiefase hechten zich

gedurende korte tijd aan de 'wand om even later, nadat

enige warmteoverdracht heeft plaatsgevonden, vervangen

te worden door een verse cluster (fig.4, model van Mickley

en Fairbanks (13)). Hierdoor ontstaat een discontinue

( ( (

o

o

Heat transfer by conduction through the gas film

, ,: ~,~j~.~~:.: .• ", . i,~\~~:tf."" " .:l .... ~t-. ~ _.

":<

_{•... '1} ... Descending particles scour away the film

; ,:t ~ -.• '0"." '-, ~-.: "

{{.:~

:"~~f

_{..• , >,:;ri} ~~~~

ra

.. ', . . lrlj ~~a

:'~~;

l

Main features of the thin-film model of levenspiel .nd Walton [12.(.,i,j

".0

... " Tbco "

.

..

.

.

.

• • . . . " c.

• , • 0

...

Fresh element sweeps away emulslon at

the surface

••• Unsteady state conduction

Into ernulsion element at surface

Heated element leaves the 'iurface

Main features of the emulsion-contact _{model of Mickley and Fairbanks}

5

v j;: ... ., o v Ir ., ... '" ;:,.

n

... ~

..

., :r 8OOf---.4---+---100 - - - ' \ - \t----fl,\---t----"i---6OOf-- \ , ' i ~r----1--~--~+_--~~··"'~.----~--~I-+---~ 400 I---I---I---!-f---+---\.----I---+---'~----; " ...---+---+-1-+---+---'\ .. " 200 1+--+---1 , i _1\-1---< 100 -+---f.4--~.---~ o 1fI • • • • - - - - • • • • • _ • • • • • -l.u.~---1 O~---=O~~---ILO---.J, , figuur 3. figuur 4. figuur 5.

( ( ( ( .

-r

In figuur 6 (11) staan de U(tb )wac~rden van enkele

onderzoe-T

m

kers naast elkaar.

" ~E ~ ~-z w 9 ~ ... 8 '" ~ <;: a: ~ ;; e: >-:;, r ~0( zoc ~~--~----r---~----~IOO ~ .3 I ~lQ':. ET loL. - 2 C"':-w -...c> JA "Ge J l [ IL[7A\.

.. ""llof" A"C) L')I3"",H\.~ !) T(X)IoiI[Y .U() ..IÜ'-flSfor-.f:

~o -0 < , '" GAS w.t.SS VElOCrl'"Y, C. "' ... /ml, I'

Cl1rllpélrisOli of heat tr:.tnsfcr corrcl:ttlon~ Slik:! ~;JfHllO'15 mml nlJiûi" .. ~d IIl.m

figuur 6.

Vi en en Leva (14) hebben de empirische gegevens van de

warm-teoverdracht van bed naar wand VaJ.1. een aEmtal onderzoekers

met elkaar vergeleken en de correlatie die zij vinden, is

voor 95i~ Vt:ill de meetwaarden binnen 50j~ nauwkeurig!

Wannteoverdracht van het bed naar warrntewisselaarpijp in het

bed is voor horizontale pijp~ onderzocht door Vreedenberg

(15) en voor verticale; pijpe.n doo:C' \lender en Cooper (16) $

In de door hen gevondc.;n correl a.ties ontbreken weer gee;evens

over de kvvali tei t van de fluidisatie.

Naast het probleem van de beschrijving van het type fluidi-satie is er ook nog het probleem van de adequate meting van de temperatuur in het bed zonder de fluidisatie te verstoren • De meeste van de bestaande relaties komen uit het werlc, dat

verricht

i~

bij relatief lage temperaturen (tot

±

300oC) en

in modelopstellingen waarbij slechts een gering aantal

stof-fen is betrolcken (6) 0 Bij hogere temperaturen, gasmengsels

met meerdere componenten en meer~e vaste stoffen, eventueel

met een warmtewisselaar in het bed, wordt het n~g moeilijker

een adequate correlatie te vinden tussen

warmteoverdrachts-coefficient en systeemparameters. Hiernaast staat dan nog het probleem van het opschalen van het systeem.

(

(

c)

Dergelijke complexe systemen, waarvan de gefluidiseerde

verbranding van steenkool met kalksteen als toeslag voor

S02-vangst en met diverse warmtewisselaars in bed en

free-board, een voorbeeld is, kunnen alleen nog met

overall-eigenschappen beschreven worden. Zo wordt bijvoorbeeld

Véll1. een F .B.C. meestal alleen een

overall-V'farrnteover--drachtscoefficient gegeven, zonder deze te splitsen in

een convectie- en een stralingsterm, hoewel bekend is dat

gassen met een temperatuur van de verbrandingskamer een

groot gedeelte van hun energie af kunnen staan door

stra-ling afkomstig _{van CO 2 , H20 en vaste-stof} deeltjeso

Het nut van aldus verkregen gegevens is beperkt: ze zijn

alleen geldig in de gebruikte opstelling onder de bewuste

meetomstandigheden. Verandering van een of beide kan

to-taal andere uitkomsten geven.

7.1.3. Toepassing van een FoBoR. voor stoomproductie d.m.v.

ver-branding V.;1n steenkool met kalk als toeslagstof voor

S02=-vangst:

Indien een vaste-stof-deeltjespopulatie, die in principe

gefluidiseerd kan worden, in een e;asstroom e;p.fluid.iseercl

wordt, zal er in de meeste gevallen sprake zijn van aggre-gative fluidisation met een emulsie in de bellenfase.

On--',~

derzoek naar de gedragingen van één stijgende bel heeft

geleid tot het model uit fi~.7.

t

~

-·

d

.~~:~,'~. ~ .. ,:. ~"..;> .. ,

,

.,

I

~

I

~

Id'

W

-o 0 . , , ,.,:,<~~\:~.,:~ . . ,~,,::.~~:-~ "'

Slages ur parüd( flw\'cment caused J..,y 3 hu bb Ie figuur 1.

r ,

D3ze figuur is afkomstig uit (11).

Hoe· ... :el er vele technieken zijn gebruikt, zijn er slechts

weinige die geleid hebben tot een kwantitatieve

beschrij-vi ne van de beweging van vaste-stof deeltjes in een F.B.R.

Desondanks wordt algemeen aangenomen dat de vaste stof in

een F.B.R. als vrijwel ideaal gemengd beschouwd mag worden

( 11 ) •

De gasbellen in de bubblefase veranderen ti jdens hun weg

door het bed in diverse opzichten: t.g.v. onderling.e fusie

veranderen ze qua vorm, volume en samenstelling; t.g.vo

ui tvvisseling van gas in de emulsiefase met gas in de

bel-lenfase treedt eveneens verandering qua samenstelling op.

In het algemeen zal het stromingspatroon een combinatie

zijn van vatgeometrie en type fluidisatie.

Volgens Levenspiel (18) zal in een FoB.C. met

stoomproduc-tie in warmtewisselaars in het bed, de gasstroom vrijwel

volledig propstroom zijn. De horizontale warmtewissela

ar-/, pijpen voorkomen by-passing van snelle gasbellen en zorgen

( i

! er tevens voor dat de bellen niet groeien, maar een

con-stante grootte houden en er geen sprake zal zijn van een

( ( ( ( f I

n

(î

7.2.

Steenkool en bijbehorende reacties.

7.2.1.

EigensclLappen van steenkool:

,.i

In steenkool komen behalve de elementen C, H en

°

ook andere elementen voor, zoals Fe, Al, Ca, Mg, Na, S, H etc.

Bij verbrandin~ zal een gedeelte als as (Fe₂0

3, Al203, CaO etc.) en een gedeelte als ga_{s (COx' S02' NOx ' H20)} de reactor verlaten. In een FoB.C. zal vaak, net als in andere kolenverbrandingssystemen, ook een gedeelte van de steenlwol onverbrand de reactor verlaten. Behalve boven-genoemde elementen komen er ook nog zware metalen (Rg, Pb, Co etc.) in sporenhoeveelheden vooro De algehele samen-stelling hc'lllgt sterk af van de vindplaats van de steenkool. Als voorbeeld van een samenstelling moge dienan de samen-stelling van "High Volatile A Bi tuminous Coal" uit Alleghc'l.-ny County Pa. Pi ttsburg bed:.

vochtgehalte 2.4%

(

w

/w)

C

·

·

7508% (vv/w) vluchtige com.ponenten 36.6%

(w/w)

°

8.2% (vv/w) char 53. 2~~ (vv/w) H

·

·

5.1% (w/w) as 7.8% (vv/w) N 1 • 5~~ (w/w) S 1 • 6~/; (w/w)

De stookvvaarde van deze kolensoort bedraagt 3006 MJ/kg, be-trol<:ken op de droge kolen; voor steenkolen ligt de stook-waarde in het algemeen tussen 25 en 33 l'.1J/kgo

Anorganische verbindingen komen na verbranding meestal in de as terecht. De samenstelling van as is van de volgende orde van grootte (4):

,

,r'

Si02

.

.

'

'

40 60% (w/w) _/>---.Y' '-I

A1203

·

_• 10 351~ (w/w) [,-~

r

Fe203

·

5 35% (w/w) tI,

·

Ij. CaO

·

_• 1 20% (w/w) : '\~ .IJ MgO

·

_• 0.3-

4%

(w/w) \ TiO • _{• 0.5- 2$5%(w/w)} Alkoxyden: 1 4% (vv/w)

( ( ( ( r-)

n

o

7.2.2. Verbrsnding van steenlcool in een FoB.C.:

Enkele van de reacties die zich afspelen bij de

verbran-ding Vé.U1 steenkool met de bijbehorende reactiewarmte staan

in tabel 1 (19). De waarde van de bijbehorende

evenwichts-constante als functie van de temperatuur staan in tabel 2

(19). tabel 1. TARLE 1 (I)C+O,=CO, C~) C + 10, = CO (1) CO + lO, = co,

C ,SI)I;d) Rl"lcti,,:; \\;rl1 co,

(-I) C + co, = 2CO

C ,.Sul;d) R.:adil\:; \\ ;rh 11,0 (S'IS)

(5) C + fI,O = co + 1/, (A) CO + 11,0 = co, + 11, (~) C + co, = 2CO (7) C + 211, = CII, C (S"lid) It~ad;l1:; ,,;rh i I, (7) C + 211., = ClI, TABLE 2 -<)~.O -26.6 -67.~ +~O.8 + ~ 1.1 -9.7 +~OR -17'J -17.9

EQLlL1IlRrL.:~( Co~sr":-;Ts FOR GAS-C\fl.lH):-I A:-<D AS~OC(ATED REACTIOSS·

Tcmr.:r:Jtufe IO~lo Kp

K.

R~actlon R~:\ction R~ac(i()n Rcacrion Rcact;on Rcaction

2 4 5 6 .100 +I1X.67 +23.'13 +44.7-1 -20.SI -15.86 +495 -100 +515-1 +11.)13 +J2.~1 -13.28 -10.11 +3.17 ~oo +~ 126 + 16.26 +2500 -R.74 -6.63 +2.11 600 +J~~O + 1~.34 +20.0h -5.72 -4.2'1 +1.~3 700 +29'.50 + 12.96 + 16.54 -3.58 -2.62 +0.96 SOO + 25.~l3 + 11.93 +13.89 -1.97 -1.36 +0.61 900 +22.'17 + 11.13 + 11.84 -0.7\ -0.37 +0.34 1000 +20.68 +IO.)~ +\0.20 +0.28 +0.42 +0.14 1100 + IS.SO +9'1,) +8.86 +I.OS +1.06 -0.02 1200 + 1724 +9.50 +7.74 + 1.76 + 1.60 -0.\6 1300 +15.'12 +'1.12 +6.$0 +2.32 +2.06 -0.26 I·WO +14.ïS +8.79 +5.99 +2.80 +2.44 -0.36 ':000 +5.14 +5.S4 -0.70

• Th.: rcacr;,lns art: lIumhacu ro cIlnfllfnJ to Tahle I.

tabel 2. Reaction 7 +8.82 +5.49 +3.43 +2.00' +0.95 +0.15 -OA9 -1.01 -1.43 -1.79 -2.10 -2.36

( (

c

( (

o

Bij tabel 1 kunnen de volgende opmerkingen geplaatst wor-den:

a. De reacties

CD

en

G)

leveren de bel<..:mgrijkste bij-drage aan de warmteproductie.

b. Bij de gebruikelijke temperaturen in een F.B.C. (800

-'"\

I' J., 900°C) zijn de reacties

G)

en

®

50 - 100 maal

snel-,(V"Á..I~' ~

ler dan reactie

\2J •

c. Reactie

®

(Bondouard reactie) zal pas bij tempera-turen von 900°C en hoger een rol gaan spelen.

d. Reactie

@

en

(j)

leveren vrijwel geen bijdrage aan

de war.mteproductie onder F.B.C.conditieso

Om autotherme procesvo,ering mogelijk te maken, blijkt een

minimi:l,le bed temperatuur van + 675°C nodig te zijn (20)., In verband met de maximale temperatuur waaraan

warmtewis-selaars in het bed mogen worden blootgesteld en wegens de

temperatuur waar agglomeratie van steenkool

en

sintering vóm as en kalk optreedt, is de maxiIIlL'tle temperatuur in F.B.C.systemen ongeveer 10000C (20). De maximale tempera-tuur wordt beinvloed door de S02-bindingsreactie (zie on-derdeel 7.3.3.). Bij de verbranding van steenkooldeeltjes kan men een aantal mogelijke reactiesnelheid-bepalende stappen onderscheiden (19):

a. Diffusie van 02 uit de bulk van de gasstroom naar het oppervlak van het kooldeeltje.

b. Diffusie van 02 vanaf het' oppervlak van de kooldeeltje~

de por~eoêI?- in. Deze porieoên zijn gedeeltelijk reeds aan-wezig in de koleh en worJen ook gedeeltelijk gevormd tijdens ontgassen en opwarmen.

Co Adsorpti'e van 02 aan het oppervJ.a.k.

d. Desorptie van COx aan het oppervlak.

e. Re~qtie van kolen met 02.

({'I, J,,A/> , !~ (/0,

Het effect onder punt a. zal in een F.B.C. met emulsie- en bellenfase niet con~~~~n._~n ~ en plaats.

De effecten onder de punten b.,c. en d. zullen in de loop van de reactie veranderen wegens veranderende

porie-eigen-(

(

(

/

schappen , de aarmezigheid van een aslaag en een

verande-rende temperatuur. Een brandend kooIdeeItje vertoont dus

oxydati·,~ aan het oppervlak en in porie-ê...n. Het zal duidelijk

zijn dat de relatieve bijdrage van de diverse termen sterk

af kan hangen van (19):

a. Diameter en porositeit van het kooIdeeItje.

b. Gehalte aan vluchtige componenten en irL'\{olingsgraad van

de kolen.

c. Asgehalte, samenstelling van de as en dikte van de

as-laago

d. temperatuur in kooIdeeItje en in de gasfaseo

e. Fluidisatiepatroon in het bedo

fo Katalytische invloed van in de kolen aanwezige metalen

(bv. Fe

20₃ en

auo

op CO +

to

2 ~ CO 2 (21».

De invloed van deze factoren moet eigenlijk bij elke

kool-soort apart bepaald worden en in elke F.B.C. bij alle

ver-schillende condities. Diverse auteurs vermelden de tijd

die nodig is voor volledige verbranding van kooIdeeItjes:

auteur d t opmerking

~

Beer (21) 2.5 x, ,10-3 ., m 180s - 300s

-Park (18 ) 0.3 x 10-3m 60s ontgast

kool-Park (18 ) 300 x 10-3m 300s

,

, , , ,

deel tj e

,

Essenhigh (19) 100 x 10-3m 10s - 100s poederkolen

( fig.8) Modellen ter beJhdering van steenkoolverbranding gaan

meestal uit van bolvormige kooIdeeItjes die alleen aan

het oppervlak geoxydeerd worden en opgevat mogen worden

als "shrinkine-core" deeltje met een aslaag er omheen"

( ( ( ( '" "0 C 0 u '" _l I ~ 1000

I

I _/

/

7/

IJ / 16 /

/~

/

h

Ob

/

_1Oi,

/ 'r 10a

I

1

Y

/

.

I

fl 100 la "'"

i

_i

/

I

2~':OO

/

I

~:t!

ë :; CO

I

/9iL

~5

al

~

/

_)(Ié

1~/2b

_'

1 5 " •

/

I

/

I

! I

I

I I / ! /

I

I

0.1 0.01 0.00 10", 100 .. Imm lcm Wem

Drop or p~rtlcle diameter

I kl'L'ncklKC uf bUrI"!\'; limc e,f "arieju, li'luiJ anJ suliJ fuels L'n drup ur paniek Jiamcl~r."

A. Li'luid fuels

[J. Se,l,d c':Irbon

C. Pul'criscJ .:oal

I nn:stigatür

r

I. Uun,;e)'nc ancl Cullen"

I

;;:

: :

::

::

~~~

g;~~~~:~:::~~::

A~ I J. SpalJingJJ Gnd:-;a\ ~J' Si!\lpSLln"

l

4. Sa.

u

(

Sh. 6. Silllpslln" SI'aklillgJ:! 7. (j llJ ,a \"c"

r

8. Rusi,,'"

':I. Ornin;;: Griili",

C ' AJam,;. ,md Sl11ilh"'

î 10" Esse"hi .. h"

llo/>: .[~~c"lri~h"

Eucl

TClralin Jrups in !lame Kcrclsinc

TClralin

KCr,)SenC on I-in. sphcrc Va rinus fuels (\(i)

Varil'us fucls (5)

enkc: rl!siJuc frolll pruJuclin" oil

(I'rcJictcJ)

(Prc:JiL'lcd)

l['1U:llio,,) partieks in name

Sin;;k panieles

elpli,-c panieks (\'olalilcs)

Capli"c p;lnieks (rcsiJuc)

(2 enals: H igh-I'bul and Lorraine)

( ( ( ( n n

Met het oog op de verbranding van de vluchtige

compDnen-ten vvordt een kooIdeeItje bij voorkeur door ondervoeding

in het bed gebracht.

De lotgev~llen van een kooIdeeItje, nadat het de F.B.Co

is binnen gekomen via ondervoeding, zijn de volgende:

a. Opwarmen gepaard gaande met "thermal shock", opzwellen,

plastisch worden en ontgassin,3'. Met stijgende

tempera-tuur zullen vluchtige componenten uit de steenkool

ver-dampen. Afhankelijk van de deeltjesgrootte zal dit na

1s (d =0.2mm) of na 6-10s (d =3 x 10-3m) gebeurd zijn

p p 0

(23,24). De temperatuur is dan + 400 C geworden.

bo De gasvormige componenten stijgen op door het bed:

het-zij als pluim (18), hetzij dat ze door de gasstroming in

het bed oo:c een menging in radiale richting ondervinden.

Deze vluchtige koolwaterstoffen verbranden geheel of

ge-deeltelijk in het bed, afhankelijk van bedhoogte,

tempe-ratuur en kvvaliteit van de fluidisatie. Een gedeelte van

de aan_'sezige 3 en I'T 'fwrdt nu geoxydeerd tot 302 en NO

x•

c. rv'a:t o~.[erblijft na ontgassen, de zogenaamde char,

rea-geert verder in de emulsiefase en in het freeboard met

02 tot COx. De verbranding van char begint bij

±

5000C,

de verbranding Vlli~ CO tot CO₂ bij

±

575°C (20). De tijd

die nodig is voor mengen van de chardeeltjes ligt in de

orde V2TI grootte van 15s (25). Voor de- volle:dige

ve;r:-bran-ding van de char is 60-300s nodie. In deze tijd wordt

de rest van de NO

x en 302 geproduceerd.

De temperatuur ven de brandende char wordt geschat op

50-1500C boven de bedtemperatuur (18,26), afhankelijk

van bedt emperatuur en chardeeltje.

Bij deze' en nog hogere temperé:,turen kunnen de plastische

eigenschappen ven de kolen en de as zodanig worden, dat

agglomeratie optree<it, hetgeen de fluidisatiekwaliteit

ernstig kan verstoren.

d. Afhankelijk van de verbr2ndingssnelheid zal een cha

r-deeltje III het bed of nog gedeeltelijk in het freeboard

verbranden. Voor het zover is, kan het echter

( ( ( ( ( .

n

omdat het uit de reactor geb12.zen v!ordt (zie ook onderdeel

8.1.2. over kritische di 8meter en T.D.R.).

In het freeboard krul het kooldeeltje no3' een rol spelen bij

de NOv~reductie (zie ook onderdeel 8.3.4.over NO ).

~\. X

Een schematische voorstellinz van de reacties en de plaats

'Naar ze in een F.B.C. optreden staat in onderstaand schema,

dat gedeeltelijk is overgenomen uit Rayan

(27).

De mate, wa<':',rin deze reacties in de verschillende delen van de

reac-tor optreden h2ngt af van onder andere:

*

samenstelling en grootte van de kooldeeltjes

*

overmaat lucht

*

druk en temperatuur in de reactor

*

bedhoogte en freeboardhoogte

*

kwaliteit van de fiuidisatie

I

j

f I \

\

I

( ( ( freeboard ( bed Caal ---1

limestone Sollds EllIlrlJlIon

Char + NO - - 4 ) COx + N 2 Ché3.r + 02

>

COx CO + 2 02 )C0 2 CdO + 302 + iÜ2~ Ca~04

El1:taSIO)j PHASE SUB8LE 'H.l.SE

&IS~: _ GUIl '.P.+Oz~CO _{-l ,.r.} + DZ .. COz O~lOl3111lzatlon I Cul- ~I Chu+OZ+CO Z Cnar + I.P. I I CO+l/ZD2~COZ

Char .. 02 ~ cal COz I

I Char + 10 .. CO_Z + I/Z Cbar+COZ+Co I CC+li20_Z+.CO_z

I

Clur + I( 0 .. C 02 + !C_z 1 t CIC03~caO+C02 J CaO +SOZ+1/20Z" CUo~ C30+50_z+1/2

°

_{2 " C350"} I

~-

-

-t::~

---

-:.:-o:,t-

--I.P. hllllie ProduCls

(

(

(

r,

I, '

7.3. Kalksteen en bijbehorende reacties.

7.3.1. Eigenschappen van lcalksteen:

Kalksteen. is eeninineraal, dat voomame~ijk. bestaat.uit

Oa00

3 (> 70~~) en waarvan de voornaamste verontreinigingen

bestaan uit Mg00

3

«

20~~), 8i02 (

<

20/~) en Al203 ( <55~).

De hardheid uitgedrukt in eenheden van de schaal van Mohf

bedraagt "3 voor puur calciet, 3.5-4 voor aragoniet (de

rhombische kristalvorm van Oa00

3). De compressive. streng.th

.. !Y(~I'/- ligt tussen 12 000 psi (ka;Lk) en 28 400 (marmer). De

com-v~~/· pressivestrength van Oa 804 (droog) bedraagt 440-1200 psi.

De hardheid van zgn. "soft burned quick lime" bedraagt

2-3 op de schaal van IVIohr (18). Hieruit blijkt dat de

at-tritie van kalksteen, gecalcineerde kalksteen en gesulfa-teerde kalksteen in verschillende mate zal verlopen.

7.3.2. Oalcinering van kalksteen:

De calcinering van Oa00

3 is bij een temperatuur van + 900°0

(29,30) en onder atmosferische omstandigheden volledig.

; AH

=

165 kJ/mOl

Onder deze omstandigheden is Mg003 reeds bij ~ 72500

vol-ledig gecalcineerd.

Een moderne manier van het kalk branden is die waarbij ge-bruik wordt gemaakt van een fluide bed reactor. Voordeel

is dat nu een lagere temperatuur toegepast kan worden (900

-1000°0) den bij de conventionele methoden (925-139900),

terwijl een actief product ontstaat (28).

De temperatuur tijdens calcineren dient wegens de kans op

sinteren en daardoor dalende porositeit van de kalksteen zo dicht mogálijk bij de dissociatie-temperatuur gehouden

te worden. Dan zullen echter vooral grote deeltjes lange

tijd nodig hebben om te ontleden wegens de geringe pene-tratie-snelheid van het warmtefront en langzame diffusie

van 002 naar buiten.

De aanwezige verontreinigingen zullen in het algemeen

( ( ( (

I(

I

()

hoeveelheid CaO afneemt. De geschiktheid van een kalksoort om in een F.B.C. gecalcineerd te worden kan slechts experi-menteel blijken: bekend is dat zeer grof kristallijn

kalk-st een reeds bi j het begin van de ver,"v'arrning afbrokkelt tot

kleine deeltjes (18).

Afhankelijk van de soort bestaat kalksteen van nature uit een meer of minder poreuze structuur. Tijdens calcineren neemt de porositeit toe ( zolang er geen sinter:i,.ng op-treedt). De poriestructuur die ontstaat tijdens calcineren i . is a:fhc'Ulkeli jk van de P CO in de omgeving. Algemeen geldt

\

:('.,'._.x~

(29, 31,2)

de opvatting

2

dat calcinering bij hoge P CO

...

~~<):tl

(

_

~

60

~~

)

langzame c2.lcinering tot gevolg heeft en dat 2

\v~~./ _" I da<"'1.rbij grote porie"ên ontstaan. Bij lage PCO gebeurt de

\ /

~

calcinering snel en ontstaan kleine porie"ên.2

Volgens O'Neill

(29)

is de tijdsduur nodig voor calcinering

van een kalkdeeltje van 0.5 x 10-3m bij 9000C

(limestone-1359) 2-3

min. in N

₂

-stoomp

30-90

min. in 60~ CO

₂

-stoom

(zie ook tabel

3 (29».

TABLE 3

LI MESTONE 1359 SULFATION RUNS

TG i'n.·.t'Jllr~ Par/iele Cu/nil/ulio"

Nu. k.Pa {nim) $Îze

19~ 101J (10.0) 420-500

~97 1013 (10.01 420-500

'I9S JOI3 (10.0). 420-~OO

199 10IJ 110.0) 420-~00 215 101..1 ILO) 420-500 216 10 I.J (1.0) 4~O-~()0 220 101.3 (1.0) 420-S0() 221 101.3 (1.0) 420-500 229 101.3 (1.0) 420-500 230 101.3 (1.0) 4~O--500 231 10J.J (1.0) 4:0-500 Tem-peratllr~ "C (oF) 900(1652) 680-870 (1256·-1598) 930117(6) 930(1701,) 900(1652) 9<Y.l( I (,52) R71 (l6<lI1) 9{~1 (J (,5 2) 954( 1749) 84311<49) 899 (J (,50) Allllosphue 1'1, 1'1, 10~'. CO,/N, 10'/, CO,/N, 1'1, JO%, COl in NI )5-)0"/. COl in NI (IO",~ COl in NI 15~" COl in N z 15~/. CO.: in NI 15~~ COl in N1 Time (min) 4.0 -12.0 R.O 8.0 2.5 5.0 80.0 30.0 ... 1.1 34.0 3.0 Sulfu/io" T,m- Utiliza-pUD/ure tion "C("F) -/. Ca 871 (1600) 14.0 871 (1600) 14.0 871 (16(l() 32.0 S71 (1600) -37.0 R71 (1600) 9.0 871 I I (,(l() 14.0 871 I1~OO) J4.5 ~ 871 fll>OOI 42.0 ~,v , 954(1749) 12.0 . ~(.- / R4)fI549) 14.0 . \ i' C-" 9OO1165~) 11.0

I

((~·U· ( ---~r__--- J/~f,l.I(/ ' ,

~_."

. tabel 3.

(

(

(

(

r

7.3.3. Sulfatering van kalksteen:

,'\

Als kalksteen gebruikt wordt om S02 te binden zullen de porie-eigenschappen een belcmgrijke rol spelen bij de bindin~scapaciteit.

De sulfateringsreactie:

S02 + 02 ( ) S03

CaO + S03 ---J CaSO 4 ; c.H

~

-491.1

kJ/mOl)

, ~erloopt beter met stijgende temperatuur tot bij ~ 11500

C

,,, .... \(.',,!

.~ ~ het evenwicht beperkend wordt. Voor een hoge

benuttings-!'

graad van de CaO zal de optimale temperatuur dus liggen beneden 11500C, zoals blijkt uit onderstaande tabel: onderzoeker _Topt soort kalksteen opstelling Jonke (34)

_-

+800°0 niet opgegeven F.B.C.p.plant HartIIk.'Ul (33) ±.9000C niet opgegeven lab. opstelling Keairns (31)

_-

+860 0C limestone 1359 F.B.Copoplant

Uit tabel 3 (29) blijkt ook hoe de omstandigheden bij cal- Jl..J.~~:

cineren de daarop volgende sulfatering beinvloeden. \.J' tv:' )~ ~0 {J,J. .

v._v 1'1

'\: / .1

'/1 if'(' . tv"'"

1, !.A..

De meeste onderzoeken op dit gebied worden uitgevoerd in tf,J'"

labo opstellingen van kleine schaal waarbij vaak calcine-ring en sulfatecalcine-ring na elkaar worden uitgevoerd. De resul-taten kunnen dan ook slechts als aanwijzing, (henen voor het gedrag van kalksteen onder F.B.C.omstandigheden.Uit pilotplant-:gegevens blijlet dat de calciumbenutting de meeste overeenkomst vertoont met een situatie, waarin langzame calcinering is opgetreden: zie tabel 4

(35).

Een verklaring voor dit verschijnsel (lage PCO en toch

lang-2

z~une calcinering) wordt niet gegeven.

/ -) \ .

(

CO~II'ARISON OF PR[[)JCTF.D ASO PILOT PLAST CALCIUM Unl.lZATION

OrgtJlli:atioll LimcslcJlle I'i/ol p/allt res/dls [',n/iniom (nv)

(

Ca/S Par/ic!e Ca/ciuI/! .\!Cl/wil / ,\fclhod 2 A/('/h,," J rt~sidence IItili:l1lioll TG"! "uw (IIul j/:m/·ll(',j Ctl". ICaCChJ, ICaC03J T

lime (%) Cu/cilln/ in

- - -- -

-caleinet/ il1 j//li,/ bi'" cqn., lll/,illcd ill

(hr) _'()llp CO::. JIJI!'.'.) CO: J(){J~ ~ COz ca/rillcd ill

j(JUo~J COz ( PER Gcrm;ln~ Vallcy 4.9 26 16.0, 5.2 I·U 172 165 PER Gcrmany / \'alky 2.8 2.6 25.f1 6.7 I S7 30 I ~40 PER Chancy 3.7 2.6 216 177 20.4 ~2.S 22.3 PER Grccr 3.4 3 263 21.4 2·14 ~4.7 ,< ~ -.,../ PER Grcer 3.1 2.6 266 22.6 2"'3 272 267 PER Greer 2.9 2.6 27.9 23.6 27.6 29.0 28.1 ( PER Grca 2.4 2.6 2S0 25.8 3 J.5 35.1 J 1.8 \IFRC Grccr 5.76 136 16.8 17.1 14.6 17. I \IFRC Grccr 2.17 40.6 32.6 43.9 .;8.S .19.5 A1"L 1359 2.6 15 2~ 10.7 2~ .108 300 ANL 1359 2.4 15 22 10.~ 29 30.S 30.8 I ANL 1359 2.6 15 20 I 107 ::'.~ .108 30.0 ANL 1359 2.3 15 3~ 11.0 2() .3 _{.lOS J} 1.2 ANL 1359 2.5 15 32 10.7 1_{_}° _'''\.J , _{JaS 30.4} ANL 1359 2.5 15 34 10.7 2S3 JUS 30.4

ANL 1360 2.3 15 32 JOl) JS5 31i6 371

ANL 1337 22 15 37 ·127 ':2.4 3~.3 43.2 ANL T:. mnchtce 1.6 15 5·1 55.5 56.4 52.6 55.5 ANL Tylllochice 15 15 53 5:l5 ~9 5 561 ~73 CCC Tymochlee 80 2.5 12.3 12 12 JO.5 12.3 CCC Tymochlcc 4.0 5 233 24 ~-! 21.1 24.5 CCC Tymochlce 1.9 11 47.4 49.5 49.5 4·1.3 '<'').7 CCC Ty:nn<.:htce 1.5 13 62 .595 (,().3 56. I 51'.2 CCC Tymochlce 0.95 21 82 7·1 815 82 1 62.7 StanuarU \'ari31ion ::. 4.2 :::4.3 ::: 5.5 tabel 4.

o

I

('

(

(

(

(

Een model voor ;Je sulfatering van CaC0

3 onder F.B.C.cond

i-ties zal rekening mo~ten houden met:

C',

a. Veranderende poriegrootte tijdens sulfatering (V

CaCO

=

,(,,~~'w\,

36.9

cm3/mol, V_CaO=16.9 cm3/mol, V_CaSO =52.2 crrf/mo13).

.,V" b. \Iijze van c<óücinering V2n kallcsteen, 4 ,T1Jvaardoor een '1"' - ) ' l,r

;/- bepac'.lde porie. grootte ontstaat.

De meeste modellen voldoen niet aan bovengenoemde voorw

aar-den. Vergelijking van diverse r esultaten is moeilijk gezien

de grote verschillen in t emperatuur, deeltjesgrootte en

soort kalksteen etc •• Er bestaat tevens een grote

verschei-denheid VCill mening over de orde V2n de sulf2.t eringsreactie,

de 2.cti verine;senerJ;i e, fruquenti ef~.:"ctor etc. (36). Het is den ook des t e merlc,'iaardis er dat al le aut:.:;urs goede over

-eenkomsten vermelden tussen model en experimentele waarden!

',;' ege,ls de gel eidel i jke verstopping va..'1. de pori e'én zal meestal

niet alle CaO gesulfateerd wor d,,;n. De CaO benutting zal in

het algemeen Vdn poriegrootte en verblijf tijd afhangen en

l igt meestal tussen 25;:; en 407~ (20). Afh<illkelijk hiervan en

v~n de gevvenste S02-binding gebruilet men een overmaat Ca

t.o.v. S: Ca/s (molair) ligt meestal tussen 2 en 4.

RayGn (27) geeft in zijn model voor de S02-binding door

kalksteen de veranderende porie-structuur weer door een

factor ~ die een functie is van t(Ca).Hij werkt met

kalk-steen dat vóór sulfatering onder hoge PCO is gecalcineerd

en waarvan de specifielce oppervlakte bek~d is. Om deze

redenen lijkt zijn model een goede benadering van .de

wer-keli jkheid en is zi jn model in dit voorontwerp ge.bruikt, ·

ook al hebben niet alle gegevens van hem betrekking op de-zelfde situatie als in dit voorontwerp.

Om binding van de in het freeboard nog aanwezige 802

( ( ( ( (

n

De lotgevallen van een kalk:ieel tj e ncl.dat het via

bovenvoe-'IAin3 de reactor is birmen gekomen:

'~A;J-(~~lv--\c/

a. Opwarmen tijdens de periode die het in het freeboard

• . "..'y

!,-,..-r ~<,.~ doorbrengt.

,J-Tijdens dit opwarmen zal de buitenste schil gecalcineerd worden en in staat zijn enig in de rookgassen aanwezige

S02 te binden.

b. In het bed zullen opwarming, calcinering en sUlfatering voortgezet worden.

c. In het bed is de kalksteen (zowel de ni et-gecalcineerde kalksteen, de gecalcineerde kalksteen en de gesulfateerde kalksteen) aan attritie onderhevig.

Kalkdeeltjes met een diameter kleiner dan de kritische diameter zullen door de rookgasstroom pneumatisch door het freeboard getransporteerd worden en na de cyclonen in de carbon burnup cell terecht komen.

De stroom van kleine deeltjes kan wellicht in het free-board nog S02 binden.

Kalkdeeltjes met een diameter groter dan de kritische diameter zullen via de asafvoer de reactor verlaten.