Microbiële steenkoolontzwaveling

•

•

•

•

•

.

"

•

•

•

•

•

•

.

'

Laboratorium

VOOri

Chemische Technologie

Verslag behorende bij het fabrieksvoorontwerp

van

onderwerp:

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

adres: van Hasseltlaan 96 2625 HE Delft

van Hasseltlaan 2625 He Delft

opdrachtdatum: sep?tember 198 verslagdatum: aplril 1983

•

•

•

,

.

•

•

•

•

•

I I I

•

fabrieksvoorontwerp nr. 2544

..

M I C ROB IEL E S TEE N K 0 0 L 0 N T Z W A VEL I N G

datum opdracht: september 1982 datum verslag : april 1983

Gert Schreurs van Hasseltlaan 96 2625 HE Delft Marcel Nieuwenhuizen van Hasseltlaan 46 2625 HC Delft

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

-1-Samenvatting

In dit fabrieksvoorontwerp wordt een proces gepresenteerd om steenkool microbiologisch te ontzwavelen.

Hierbij zijn we uitgegaan van een doorzet van 500 ton steenkool per dag.

De gemalen kool wordt in grote reactoren langdurig bloot-gesteld aan bacteriën, voornamelijk Thiobacillus ferro-oxidans, die het pyritisch zwavel oxideren tot sulfaat. Hierdoor wordt 90% van het pyriet uit steenkool verwijderd. De steenkoolslurrie wordt vervolgens gewassen en

ont-waterd waarna de kool nog 35% (w/w) water bevat.

De enige afvalstroom, ontstaan door kalksteentoevoeging aan het filtraat, is een verontreinigde gipsspui met een pH van 10,6.

We hebben in dit fabrieksvoorontwerp de nadruk gelegd op het opstellen van theoretische reactor-stromingsmodellen.

De geschatte kosten bedragen voor dit proces f 95,- per ton ontzwavelde steenkool.

•

•

•

•

•

•

•

.

'

•

•

•

•

-2-Conclusies en aanbevelingen

- Het is mogelijk het pyrietgehalte in steenkool te reduceren door microbiële ontzwaveling. Het is een langzaam proces, de totale verblijf tijd is circa 14 dagen, dat grote reactoren vereist.

- Thiobacillus ferrooxidans oxideert alleen pyritisch zwavel. Dit beperkt de toepasbaarheid van de instal-latie voor andere dan de gebruikte steenkool. Bij veel

-.

soorten steenkool zal de verwijdering van anorganische zwavel niet afdoende zijn, zeker niet als de normen voor zwavelgehalte in brandstoffen verscherpt worden. Op het ogenblik is het toelaatbare zwavelgehalte in steenkool 0,8% (w/w). (J , ' " ,

De kosten van de microbiële steenkoolontzwaveling worden geschat op f 95,- per ton steenkool. Dit is

twee tot drie keer zo duur als andere

ontzwavelings ontzwavelings

-methoden.

De poederkool wordt hier afgeleverd met 35% (w/w) water hetgeen het product een veilige maar minder efficiënte brandstof maakt.

- De filtersectie is veruit de grootste energieverbruiker . Het verdient aanbeveling naar een andere was- en ontwa-teringsinstallatie te zoeken. Hiervoor zijn experimen-tele gegevens over waterige kolenslurries nodig.

De gips spui is verontreinigd. Onderzocht dient te worden _r-...::; of de z~aalionen voor de neutralisatie van de spui verwijderd kunnen worden. Alleen gezuiverd gips is een bruikbaar afvalproduct.

De gebruikte reactormodellen zijn erg theoretisch. Voor het reactorontwerp is er grote behoefte aan experimen-tele gegevens zoals stofoverdrachts-coëfficiënten, stro-mingsprofielen en kinetiekvergelijkingen.

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

Inhoudsopgave Samenvatting Conclusies en aanbevelingen Inhoud 1. Inleiding 2. Uitgangspunten

-3-2.1 Capaciteit van de installatie

2.2 Specificaties steenkool en micro-organisme 2.3 Samenstelling afvalstroom

2.4 Materiaalkeuze

3. Beschrijving van het proces

3.1 Beschrijving van het proces aan de hand van het flowschema

3.2 Flexibiliteit en inbedrijfstelling 3.3 Veiligheid van het proces

4. Procescondities 4.1 Reactietemperatuur en pH blz. 1 2 3 5 6 6 6 7 8 9 9 11 11 12 12 4.2 Concentratie en deeltjesgrootte van de steenkool 12

4.3 Bepaling van de recycleverhouding 13

4.4 Berekening van volumestromen en concentraties 4.4.1 De ijzerconcentraties 4.4.2 De sulfaatconcentraties 4.4.3 De H+-concentraties 4.4.4 De calciumconcentraties 4.4.5 De biomassaconcentraties 4.5 Sulfaatverwijdering en neutralisatie 4.5.1 Sulfaatverwijdering 4.5.2 Neutralisatie

4.5.3 pH berekening van de spui 4.6 Warmte-effecten

4.6.1 Warmteproductie in de reactoren

4.6.2 Warmteproductie in molens, pompen en compressoren

4.6.3 Warmte-afgifte aan waswater en omgeving 5. Motivering van keuze van de apparatuur en berekening

hiervan 14 14 14 15 15 16 17 17 17 18 19 19 19 20 21

•

•

•

•

•

•

•

•

5.1 De maalsectie 5.1.1 Grof malen 5.1.2 Fijn malen -4-5.1.2.1 De eerste staafmolen 5.1.2.2 De tweede staafmolen 5.1.2.3 De trilzeef 5.1.2.4 De hydrocycloon 5.2 De reactorensectie 5.3 De filtersectie 5.4 De gips reactor 6. Massa- en warmtebalans

7. Overzicht specificatie apparatuur 8. Economische aspecten van het proces

8.1 Productievolume-afhankelijke kosten 8.2 Semi-variabele kosten 8.3 lnvesteringsafhankelijke kosten 8.3.1 afschrijvingskosten 8.3.2 verzekeringskosten, belastingen en onderhoudskosten 8.3.3 rentekosten 8.4 Plant overhead 8.5 Totale kosten 9. Symbolenlijst 10. Literatuuroverzicht

Bijlage 1. Het pachuca tank model

1.1 Berekening van volume en verblijf tijd 1.2 De pachuca tank met stijgbuis

1.2.1 Geometrie

1.2.2 Berekening vloeistofdebiet, gasholdup en dispersiesnelheid in de stijgbuis 1.2.3 Berekening zuurstofconcentraties 1.3 De pachuca tank met free airlift

1.3.1 Berekening van het vloeistofdebiet • boven in de tank

•

•

1.3.2 Berekening zuurstofconcentraties 1.4 Berekening kla en

C~

1.5 Controle opschaling free airlift reactor 1.6 Berekening mengtijd in free airlift reactor

blz. 21 21 21 22 22 23 24 26 28 30 31 37 43 43 43 44 45 45 45 45 46 48 51 53 53 53 53 54 55 56 56 57 59 60 61

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

-5-1. Inleiding

Het verbranden van fossiele brandstoffen kan ernstige gevolgen hebben voor het milieu. Deze brandstoffen bevatten meestal zwavel dat bij verbranding als S02 in de atmosfeer

terecht komt. De aanwezigheid van dit gas veroorzaakt in veel gebieden een verzuurde neerslag. In sommige kalkarme

ge-bieden heeft deze zure neerslag al duidelijke invloed op het milieu in de vorm van massale vissterfte.

Omdat verwacht kan worden dat steenkool in de toekomst weer een belangrijke energiebron zal worden is het noodza-kelijk de S02 uitstoot in de atmosfeer te reduceren. Dit kan op verschillende manieren gebeuren:

a. na de verbranding van de steenkool, bijvoorbeeld bij rookgasontzwaveling.

b. tijdens de verbranding zoals gebeurt bij wervelbed verbranding.

c. voor de verbranding, dit is ontzwaveling van de steenkool.

Het is voor kleinverbruikers niet mogelijk een dure j ~~ rookgasontzwavelingsinstallatie aan te schaffen. Voor hen is

:

,

)..,r...J'{

" , . / ! ' . '\.

\

l

~

kelijker. gecentraliseerde ontzwaveling van de steenkool aantrek-Steenkool kan op meerdere manieren ontzwaveld worden. Meestal gebeurt dit onder vrij extreme condities, verhoogde druk al dan niet in combinatie met verhoogde temperatuur. Wij onderzoeken hier de mogelijkheden van microbi~le

steen-koolontzwaveling omdat dit bij milde reactieomstandigheden plaatsvindt; atmosferische druk en lage temperatuur.

Met behulp van micro-organismen wordt alleen het pyritische zwavel verwijderd. Van de totale hoeveelheid zwavel in

steenkool is dit gemiddeld de helft. De andere helft bestaat uit organische zwavelverbingen.

In dit fabrieksvoorontwerp hebben we de nadruk gele~d op het ontwerp van de reactoren met behulp van modellen.

Dit is een nieuw onder~erp waaraan nog weinig onderzoek is

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

-6-2. Uitgangspunten

2.1. Capaciteit van de installatie

In dit fabrieksvoorontwerp zijn we uitgegaan van een door-zet van 500 ton steenkool per dag, dit is 5.79 kg/se

De ontzwavelde steenkool wordt afgeleverd als een 65% (w/w) poederkool-slurrie.

Als de poederkool nat wordt verbrand, zal de resterende 35% water, dit is 3.12 kg/s, verdampt moeten worden.

De verdampingswarmte van water is 2.25 MJ/kg, het vermogen dat nodig is voor verdamping is dus 2.25 x 3.12

=

7 MW. De steenkool, met een verbrandingswarmte van 33 MJ/kg, levert een vermogen van 33 x 5.79 = 191 MW.

Als de steenkool gebruikt wordt voor verwarming, is het te benutten vermogen van de slurrie 191 - 7

=

184 MW.

Als de steenkool gebruikt wordt voor het opwekken van electriciteit - met een geschat rendement van 35% -wordt het nuttig vermogen 65 MW.

2.2 Specificaties steenkool en micro-organisme.

§~~~~~22~. We gebruiken bitumineuze steenkool met elemen-tairsamenstelling: (% w/w) 75.7% koolstof 6.7% zuurstof 4.6% waterstof 1.5% stikstof 0.1% calcium

1.4% zwavel waarvan 0.7% pyriet

De kool bevat 10% as (waarvan 2/3 uitloogbaar) , 2.5% water,

~8.5% 'volatile matter'· en 49% gebonden koolstof.

De steenkool heeft een dichtheid van 1600 kg/m3, de bulk-dichtheid is 800 kg/m3

.

\

~

<,

,.

,'

'c· .•

*

'volatile matter' zijn de vluchtige bestanddelen die vrij-komen bij verhitting van de steenkool in afwezigheid van zuurstof.

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

-7-r~~2e~~~!!~~ ~~II22~~9~~~. Dit micro-organisme werkt op-timaal in het pH-traject 2,0-3,5 bij een temperatuur van 28°C. Zware metalen werken nauwelijks inhiberend, het organisme stelt wel eisen aan de zuurstof- en

-4 3 -4 concentratie: 7,0.10 kg/m <

Co

< 3,5.10 3 2 3 1 kg/m < C Fe < 15 kg/m ijzer(III)-3 kg/m

Thiobacillus ferrooxidans wordt ook sterk geremd door

organische componenten die in het zure milieu uit de steen-kool worden geloogd. Om deze inhibitors te verwijderen wordt een mengcultuur gebruikt, deze mengcultuur bevat een aantal heterotrofe micro-organismen die de organische

inhi-

---bitors afbreken zonder het ijzer of zwavel te oxideren. Deze organismen zijn ook van het Thiobacillus geslacht en groeien onder dezelfde procesomstandigheden. Toevoeging van deze micro-organismen is overbodig omdat ze al aanwezig

zijn op de steenkool (1).

De overall reactievergelijking die Thiobacillus ferrooxidans kataliseert is:

De reactiesnelheid wordt eerste orde in de pyrietconcen-tratie veronderstelt, de reactiesnelheidsconstante k is

-1 -6 -1

0,01 h (=2,78.10 s ). We gaan er van uit dat 90% van het pyriet in sulfaat wordt ömgezet; ~tot

=

0,9

2.3 Samenstelling afvalstroom.

De enige afvalstroom is de gipsspui. Deze bestaat uit een slurriestroom (5,8.10-3 m3/s) welke 9,1.10-2kg/s gips

afvoert. Omdat deze afvalstroom een pH van 10,6 heeft (zie hoofdstuk 4.5.3.), zijn de ijzer- en zware metaal ionen af-komstig van de steenkool met het gips neergeslagen.

Als men voor de neutralisatiestap de metaalionen uit de oplossing haalt, bijvoorbeeld door electrolyse (2), kan

het gips in zuivere vorm elders gebruikt worden. Op dit aspect zijn we in dit fabrieksvoorontwerp niet ingegaan.

•

•

-8-2.4 Materiaalkeuze.

Vanwege de lage pH -circa 1.7- en een slurrieconcentratie van 29% (w/w) steenkool, moet het te gebruiken materiaal corrosie- en erosiebestendig zijn. Een materiaal dat hier • goed aan voldoet is Hastelloy C (3). deze metaal-legering bestaat uit 54% nikkel, 16% molybdeen, 5,5% ijzer en 15,5%

)U(Chroom. Dit materiaal is een factor vier duurder dan carbon

~ steel (4).

•

~u

De betonconstructies ( de reactoren ) zullen voorzien moeten worden van een coating, bijvoorbeeld asfalt of Zebron (5).

•

•

•

•

•

•

•

o

e

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

-9-3. Beschrijving van het proces.

3.1 Beschrijving van het proces aan de hand van het flowschema.

De ruwe steenkool wordt in een kegelwals (M 3) vergruisd tot deeltjes van maximaal ~ inch (1,27 cm).

In twee stappen worden de kolen vervolgens nat gemaald. Hiervoor zijn staafmolens gebruikt (M 4 en M7). De twee maalsecties

zijn gesloten circuits, in deze circuits worden de deeltjes die te groot zijn afgescheiden en teruggevoerd naar de molens. In het eerste circuit wordt er afgescheiden met een trilzeef

(M 5), in het tweede circuit worden hiervoor hydrocycloons

gebruikt -(M 11).

De steenkoolslurrie wordt door een drietal reactoren geleid ' v_r L _I

(R 13, R 14 en R17). In de eerste van de drie reactoren wordt de pH geregeld door toevoeging van kalksteen.

In de reactoren wordt lucht doorgeleid om de kooIdeeItjes

in suspensie te houden en de aerobe micro-organismen van

zuurstof te voorzien.

De temperatuur in de reactoren wordt in de hand gehouden

met behulp van koelers voor de slurrietoevoer (H 9) en de luchttoevoer (H 15) .

De slurriestroom uit de laatste reactor (R 17) wordt over een vacuum bandfilter geleid (M 18). Op dit apparaat wordt de slurrie gewassen en ingedikt tot 65% (wjw) steenkool.

Het filtraat wordt teruggevoerd naar de eerste staafmolen

(M 4) •

Om ophoping van ionen (met name ijzer- en sulfaationen) in de recyclestroom -en dus in de reactoren- te voorkomen, dient een deel van de recyclestroom te worden afgetapt.

( , t

v-v

v ' .... >---1

î'

"rJ I ... r',.I' 'l> //' ~. ,.x l'~ J..

J-De aftapstroom kan niet zonder meer gespuid worden. In M.o'~,~

reactor R 20 wordt kalksteen toegevoegd om

~.

de sulfaat-

I

i/V'~~

ionen als gips neer te laten slaan en b. de zure

afval-stroom te neutralizeren waardoor de (zware) metaal ionen ook neerslaan.

•

•

•

•

MI KALKSTEEN

SystQQmdruk, 1 bar

Sy~tQQmlQmpQraluur' 20 oe

PROCESSCHEMA VOOR EEN

o

Slroomnummer

c==>

Abs. druk in bar

•

•

•

•

•

R20 GIPSSPUI PI9 CI6 ONTZ\.JAVELDE STEENKOOL LUCHT

--MI8

MICROBIELE STEENKOOLONTZWAVELINGSINSTALLATIE

Gerl Schreurs Moreel NiQuwanhufzen Fabrleksvooronlwerp No. 2544 F .. bruarl 1983

•

•

•

M 1 STEENKOOLSILO M 2 TRANSPORTBAND M 3 KEGELWALS M 4 STAAFMOLEN Ie MAALCIRCUIT M 5 TRILZEEF P 6 RECIRCULATIEPOMP Ie MAALCIRCUIT M 7 STAAFMOLEN 2e MAALCIRCUIT P 8 VOEDINGSPOMP HYDROCYCLOON H 9 KOELER VOOR REACTORVOEDING P 10 VOEDINGSPOMP Ie REACTOR f-' ₀ I Mll HYDROCYCLOON P 12 RECIRCULATIEPOMP 2e fJ'lAALCIRCUIT Rl3 EERSTE AIRLIFT-REACTOR R 14 TWEEDE AIRLIFT-REACTOR H 15 KOELER VOOR PROCESLUCHT

I

C 16 PR_COO_MCESL_PRESSUCH_OR

T-R 17 DERDE AIRLIFT-REACTOR M 18 VACUUM BANDFILTER P 19 RECIRCULATIEPOMP FILTRAAT R 20 GEROERDE TANK -REACTOR

•

•

•

•

•

•

•

•

-11-3.2 Flexibiliteit en inbedrijfstelling

Bij plotselinge stagnatie van de aan- of afvoer kan de installatie eenvoudig stilgezet worden. Voor de bacteriële oxidatie van pyriet heeft dit weinig nadelige gevolgen. We werken met verblijf tijden in de orde van grootte van dagen dus zal bij storingen van beperkte duur de reactie gewoon doorgaan.

Bij het opstarten van de installatie worden weinig pro-blemen verwacht. Men dient het micro-organisme eerst op kleine schaal op te kweken tot een hoge concentratie. Na enting zal de steady state dan eerder bereikt worden met minimum aan niet ontzwavelde steenkool.

3.3 Veiligheid van het proces.

In het proces wordt gewerkt bij atmosferische druk en lage temperatuur. Dit bevordert de veiligheid van het systeem.

Hoewel poederkool een uitermate explosieve stof is, is dit in deze installatie niet van belang. Vanaf het grof malen van de steenkool wordt de poederkool alleen nog als waterige slurrie verwerkt. De ontzwavelde steenkool wordt als 65% (wjw) slurrie afgeleverd om brand- of

explosiegevaar bij opslag en transport te voorkomen. Het is duidelijk dat men hierdoor met een lagere verbrandings-waarde van het product genoegen moet nemen.

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

-12-4. Procescondities. 4.1 Reactietemperatuur en pH.

De pH in de reactoren wordt door middel van geregelde kalksteen-toevoeging rond de 1,7 gehouden.Om neerslag van sulfaten op de steenkool te voorkomen en het oplossen van pyriet te bevorderen, is deze pH lager dan de optimale pH (l).

De temperatuur in de reactoren is afhankelijk van de warmteoverdracht aan de omgeving en de warmteproductie

ten gevolge van de bacteriële oxidatie van pyriet. Vanwege de hoge volume/oppervlakte verhouding van de reactoren zal de temperatuurdaling ten gevolge van warmteoverdracht aan de omgeving gering zijn.

Door de vrijgekomen reactiewarmte kan in de reactoren

een temperatuurstijging van 9,5 °c verwacht worden (zie hoofdstuk 4.6.1.). Omdat de reactiesnelheid in het tempe-ratuurtraject 20-30 °c weinig varieert (1) ~ wordt daarom de temperatuur van de voeding van de eerste reactor op

,7

20 °C gehouden. Op deze manier kunnen koelers in de

reac-~,.-'\

toren worden vermeden.

De temperatuur van de rest van het systeem is 20°C (om-gevingstemperatuur) .

4.2 Concentratie en deeltjesgrootte van de steenkool.

Uit experimenten is gebleken dat Thiobacillus ferrooxidans

bij een slurrieconcentratie die hoger is dan 29% (w/w) snel minder actief wordt (21). Om de slurrievolumina zo laag mogelijk te houden is daarom gekozen voor deze con-centratie. De slurrie heeft dan nog goede stromingseigen-schappen en is goed te verwerken in de gebruikte apparatuuur. Ten aanzien van de deeltjesgrootte is besloten steenkool

te gebruiken van circa 100~rn.Deze grootte garandeert

~~' ~oldoende contactoppervlak voor de oxidatie en verbran-,\JjoJi v~

•

-13-De ~geeltjesgrootte vertoont een spreiding. Een percentage ~~~.

•

~L-

F

van

~

dat groter is dan 100]..lm is niet bezwaarlijk.

•

•

~s

•

•

•

•

•

•

_jY.

_..

\ ) - ' / i ...

•

•

4.3 Bepaling van de recycleverhouding.

In onderstaande figuur is een deel van het proces schema-tisch weergegeven. - 2 ~o= 1,81. 10 -3 ~l= 8,87.10 ~o -3 ~2= 6,70.10 -2 ~3= 2,03.10 - 3 ~4= 5,80.10 -2 ~5= 1,45.10 ~s= 5,79 kg/s ~5 ~ I ~K= 0,01 kg/s

Figuur 1. Schematische weergave van het recycle-proces met bijbehorende stromen. 3 m /s 3 m /s 3 m /s 3 m /s 3 m /s 3 m /s

Van groot belang is de recycleverhouding R , die

gedefi-v

nieerd wordt als Rv = ~ 5/~4. Deze verhouding mag niet te hoog zijn, anders worden de micro-organismen te vaak gerecirculeerd hetgeen een verminderde activiteit tot gevolg heeft.

Om de spuistroom niet te groot te laten worden is Rook

v

aan een minimumwaarde gebonden.

Rekening houdend met deze beperkingen is voor Rv de waarde 2,5 gekozen. Uit de volgende berekening blijkt dan dat 90% van de cellen niet meer dan 7 keer recirculeert:

De fractie cellen die één keer recirculeert is:

Xl = ~5/(~5+~4) = R /(R +1) (4-1 )

V v

De fractie cellen die n maal recirculeren is:

X ={R /(R +l)}n ofwel R = X l/n/(l_Xl / n ) (4 - 2)

•

•

•

•

•

•

•

•

:

.

•

-14-<7

4.4 Berekening van ~volumestromen en concentraties

< ~~

J

~~

Omdat ~o' 1'~2'~6 en ~K bekend zijn kunnen de overige volumestromen berekend worden. Met behulp van R en de

v

volgende vloeistofbalansen zijn deze stromen uitgerekend en in figuur 1 weergegeven.

~3

=

EO~O+~1-E2~2 ~3

=

~4+~5

hierin is: EO

=

volumefractie water in ~o E2

=

volumefractie water in ~2

r-=

(4- 3) (4-4 ) 0,20. 0,46.

In de vloeistofstromen achten we de concentraties van

3+ 2- 2+ +

de volgende ionen van belang: Fe , S04 ,Ca en H .

-4.4.1 De ijzerconcentraties

Uitgaande van de overall reactievergelijking

3+

2-2FeS 2 + 7~02 + H

20 ---'-' 2Fe + 4 SO 4 geldt voor elke reactiestap n: (n

=

1,2 en 3)

+ + 2H

n

ï

l~;

cP

. D _{_.} S,;'cl CFn

=

CFn-1+(Cpn-1-Cpn)

·i~o

(4-5 t/m 4-7) Verder gelden de volgende ijzerbalansen:

EO~OCF3

=

~3CF4

C

F4

=

CFO

Uit (4-3) t/m (4-9) volgt nu: 56 CF3

=

120(CpO-Cp3)~3/~4 waarin: Cpn

=

pyrietconcentratie in n (4- 8) (4- 9) (4-10) 3 (kg/m ) ,

deze concentraties zijn gegeven in Tabel 1. Met (4-10) zlJn de overige ijzerconcentraties af te

leiden, deze zijn weergegeven in Tabel 1.

4.4.2 De sulfaatconcentraties

De berekening van de sulfaatconcentraties is analoog aan de voorgaande berekening.

96 CSn

=

CSn-1+2(Cpn_1-Cpn) ·120 (4-11 t/m 4-13) De sulfaatbalansen: EO~OCS3

=

~3CS4 C S4

=

CSO (4-14) (4-15)

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

L __ -15-Uit (4-3), (4-4) en (4-11) t/m (4-15) volgt: CS3

=

1,60(CpO-Cp3)~3/~4 (4-16) Deze en overige sulfaatconcentraties staan vermeld in Tabel 1.

+

4.4.3 De H -concentraties

In de eerste reactor wordt H+ weggenomen met kalksteen volgens:

2H+ + CaC0

3 )H2C03 + Ca 2+ (4-17)

+

*

Voor de H -concentratie in de eerste reactor geldt nu :

CH1

=

CHo+i~o(CpO-Cpl)

-

l~O~K/(EO~O)

(4-18)

11-+ -lonen ln e overige reactoren: (n . . d

=

1 en 2)

C - C + 1 (C C ) (4-19 en 4-20) Hn - Hn-l 120 Pn- Pn-l De waterstofbalansen zijn: EO~OCH3

=

~3CH4 C_H4

=

C HO Uit (4-3), (4-4) en (4-18 t/m 4-22) volgt: 1 2 + _CH3

=

{120(CpO-Cp3)-100~K/(EO~O) }~3/~4

De H -concentraties staan vermeld in Tabel 1.

(4-21)

(4-22)

(4-23)

*

~K is de massastroom kalksteen die in de eerste reactor wordt toegevoegd (kg/s).

4.4.4 De calciumconcentraties

Calcium komt niet voor in de overall reactievergelijking, de steenkool bevat echter een niet te verwaarlozen

hoeveelheid calcium dat in het zure milieu in oplossing gaat. De calciurnbalansen zijn nu:

CCI

=

CC2 CCI

=

CCO Eo~oCC3

=

EO~OCCO

=

(4-24) (4-25) (4-26) (4-27)

waarin E _c

=

gewichtsfractie calcium in kool

=

0,001. Uit (4-3), (4-4) en (4-24 t/m 4-27) volgt:

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

-16-40 CCO =(100~K~5 + EC~S)/(EO~O~4) (4-28) De calciumconcentraties staan vermeld in Tabel 1.

4.4.5 De biomassaconcentraties

Als we aannemen dat alleen in de reactoren biomassa gevormd wordt, gelden de volgende vergelijkingen:

C_Tn = C_Tn- ₁ + Y(Cpn_1-Cpn) n=1,2,3. (4-29 t/m 4-31) waarin: Y = yield van micro-organisme op

pyriet

=

0,027 kg biomassa/kg pyriet(22) De biomassabalansen zijn: EO~OCT3

=

~3CT4 C_T4

=

C TO (4-32) (4-33) Samen met (4-3) en (4-4) levert dit:

CT3

=

Y(CpO-Cp3)~4/~3 (4-34)

Ook de bioGassaconcentraties zijn opgesomd in Tabel 1.

Tabel I. De concentraties van ijzer(III), sulfaat,waterstof, pyriet,

. )*

calcium en biomassa in het recycle-proces (zie f~guurl .

3 3 3 3 3 Cpn (kg/m3) n CFn(kg/m) CSn(kg/m ) CRn(kg/m ) CCn(kg/m) CTn(kg/m) 0 2,94 10,08 1,80.10 -2 2,09 0,17 2,80 1 3,64 12,49 1,66.10 -2 2,37 0,21 1,30 2 3,97 13,60 2,24.10 -2 2,37 0,23 0,60 3 4,12 14,12 2,51.10 -2 2,37 0,24 0,28 4 2,94 10,08 1,80.10 -2 1,69 0,17

--*

C_Fn ijzerconcentratie ~n n. C Sn sulfaatconcentratie ~n n. C Rn

=

waterstofconcentratie ~n n. CCn calciumconcentratie ~n n. C Tn Thiobacillus-concentratie ~n n. Cpn pyrietconcentratie ~n n.

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

-17-4.5 Sulfaatverwijdering en neutralisatie

Aan de aflaat van de recyclestroom wordt kalksteen toe-gevoegd ä. om het opgeloste sulfaat neer te slaan in de vorm van gips (CaS0

4.2H20) en

g.

om de pH te verhogen zodat de metaalionen neerslaan en de vloeistof geloosd kan worden.

In dit hoofdstuk wordt berekend hoeveel kalksteen (caC0 3) hiervoor nodig is en wat de pH van de spuistroom is.

4.5.1 Sulfaatverwijdering

De inlaatstroom van de calcium en 10,08 kg/m3

3 gipsreactor ~4 bevat 1,69 kg/m sulfaat (zie Tabel 1).

2- 3

Industrieel afvalwater mag 250 ppm S04 (1,34 kg/rn )(23) bevatten. Met het oplosbaarheidsproduct van gips, 6,1 10-5 m012/ l2, volgt nu de calciumconcentratie van de verza-digde oplossing uit:

CC,uit

=

O.P·/96 = 4,37.10-3mol/l = CS,uit

3 0,17 kg/m .

(4-35) Uit de sulfaatbalans volgt de gipsstroom ~G (zie figuur 2):

172 -2

~G = 96(Cs,in-CS,uit)~4= 9,07.10 kg/s. (4-36) Uit de calciumbalans volgt nu de benodigde kalksteen-stroom voor sulfaatverwijdering ~K':

100 100 ~Kt= ~(CC,uit-Cc,in)~4 + 172~G = 3,07.10 -2 kg/s (4-37) ~4= volumestroom aflaat ~K'= massastroom kalktoevoeging I ~G = massastroom gipsafvoer C in-, uitgaande

con-X in,uit

centratie van X Figuur 2. Schematische weergave van stromen rond

reactor R 20. 4.5.2 Neutralisatie

De volgende formules gelden voor neutralisatie met kalk-steen (24):

C

I

•

•

•

•

•

•

•

•

'

.

•

•

•

-18-(4-39) (4-40) -7 waarin: K

z1

=

eerste protolyse-constante

=

3,2.10 mol/l C

K

=

concentratie toegevoegde kalksteen (mol/l)

-2 -7

C H '

=

1, 8 . 1 0 mo 1 / 1; C ' t

=

1, 0 . 1 0 mo 1 / 1

, l n H,Ul -2

Substitutie van de gegevens resulteert in C

K

=

1,20.10 mol/l

=

1,20 kg/m3.

-3

Voor de neutralisatie van ~4 is dus nodig 1,20 x 5,79.10

=

-3

6,95.10 kg/s kalksteen.

4.5.3 pH berekening van de spui

wordt de pH

CHCo3,Uit

=

als volgt berekend:

CK·CH,uit/(CH,uit+ Kz2 )

=

C_{K·K z2 /(c H,uit+ Kz2 )} C,.,o _{\... 3'} ' t Ul (4-41) (4-42) waarin: K -11

z2

=

tweede protolyse-constante

=

6,0.10 mol/l

3 -2

CK

=

~K'/~4

=

5,31 kg/m

=

5,31.10 nol/l Samen met de protonenbalans (4-38), waarin C

H2C0₃ ' uit verwaarloosd is, levert dit C , op.

-11 H, Ul t .. C

H ,Ul ' t

=

2,5.10 mol/l ofwel pH

=

10,6

Bij deze pH zijn alle (zware) metaalionen samen met het gips neergeslagen.

•

•

•

•

I

I

.

I

•

•

•

•

-19-4.6 Warmte-effecten

In het systeem verwachten we drie warmte-effecten, ~. warmte-productie in de reactoren,

Q.

warmteproductie in molens, pompen en compressoren en ~. warmte-afgifte aan waswater en omgeving.

4.6.1 Warmteproductie in de reactoren.

Ten gevolge van de bacteriële oxidatie komt er in de reactoren warmte vrij. Deze warmteproductie Wh is te schatten n~t de volgende formule (7):

3

W b

=

(r 0 1 + r 02 + r 03 ) V T . W • 1 0 / HO ( 4 - 4 3 )

waarin: w

=

gemiddelde

verbrandingsw~rmte

per mol verbruikte zuurstof

=

455 kJ/mol O₂ V

T

=

tankvolume

=

7516 m

3

=

zuurstofconsumptie-snelheid in reactor n (zie Tabel 4) (kg/m3s)

MO

=

molgewicht van zuurstof

=

32 g/mol.

Substituti~

geeft W

b

=

660 kW, dit betekent een tempe-ratuurstijging van 9,5

oe.

Dit is berekend met:

waarin:

~T

=

Wb/€O~OC P (4-44)

P

w

°

C

=

warmtecapaciteit van water

=

4,2 kJ/kg C

P

€o~oP

=

massastroom water door reactoren

=

14,5 kg/s w

4.6.2 Warmteproductie in molens, pompen en compressoren. Ten opzichte van de temperatuurstijging in de reactoren is de temperatuurstijging in pompen en molens verwaar-loosbaar. Dit geldt niet voor de compressor.

Volgens Perry (3) kan de temperatuurstijging van een gas worden benaderd met de formule voor adiabatische compressie van een ideaal gas:

_ (k -l)/k

T 0t/To - (P Ot/P O ) C c (4-45)

Ul ln Ul ln

waarin:To Ot

=

in- en uitgaande temperatuur (K) ln,Ul

Pin,uit

=

in- en uitgaande druk (bar)

k

=

C /C

=

1, 395 c

P

v

Substitutie van POt/Po

=

5,2 en To

=

293 Kresulteert Ul ln ln

in T Ot

=

467 K

=

194°C. Deze temperatuur is bij de lucht-Ul

inlaat van de reactoren ontoelaatbaar. Daarom is er een koeler achter de compressor geplaatst.

•

•

•

•

•

•

•

•

•

-20-4.6.3 Warmte-afgifte aan waswater en omgeving.

De temperatuurdaling door toevoeging van koud waswater is uit te rekenen met een warmtebalans over het band-filter M 18. Hier is aangenomen dat al~e warmte door het wa; ?r opgenomen wordt. E: a <P a P

e

Ta +

<PI

p C Tl

=

w

P

w

P

,

/1

(zie figuur

(

L

T₃

=

24 oe. 1). Me t Ta

=

30 oe ~~ '? (" ,) V' (E:2<P2P C + <P3PwC )T3 (4-46) w P p en Tl

=

20°C volgt hieruit

Als de warmte-afgifte aan de omgeving in de diverse appara-tuur (molens, pompen, filter etc.) wordt verwaarloosd, is T3

de inlaat-temperatuur van de eerste reactor. Hoewel deze temperatuur nauwelijks invloed heeft op het micro-organisme, zou zonder koeling van de inlaatstroom door recirculatie een ophoping van warmte plaatsvinden. De steady-state tempe-ratuur hebben we benaderd en blijkt dan 44°C. Omdat deze temperatuur te hoog is, moet de inlaatstroom worden

gekoeld.

Resumerend kan worden gezegd dat de warmte-effecten eenvoudig in de hand zijn te houden. Omdat we hierbij weinig problemen verwachten, is dit onderwerp summier behandeld en zijn uitgebreide warmte-berekeningen in dit fabrieksvoorontwerp achterwege gelaten.

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

-21-5. Motivering van keuze van de apparatuur en berekening hiervan.

5.1 De maalsectie

Om ruwe steenkool met een maximale diameter van 10 cm te vermalen tot poederkool met de gewenste deeltjes-grootte (100 ~m of kleiner) zijn er twee opeenvolgende maalstappen nodig (8). Eerst wordt de steenkool vergruisd tot circa 1,3 cm (~ inch), daarna wordt de kool vermaald tot poederkool. Hoewel we hier met één bewerking te

maken hebben, is de benodigde apparatuur in de beide maalsecties verschillend.

5.1.1 Grof malen

Uitgaande van een doorzet van circa 20 ton per uur en een product met een maximale grootte van 1,27 cm valt de keuze op een Standard Symons Cone Crusher (9).

Enkele specificaties van deze kegelwals zijn: feed opening: 7 tot 10 cm

discharge setting: 1,27 cm toerental: 575 rpm vermogen: 30 HP = 22,4 kW max. doorzet: 25 t.p.h.= 7,0 kg/s gewicht: 5000 kg 5.1.2 Fijn malen

Als de steenkool uit de kegelwals tot 100 ~m vermaald moet worden, betekent dit een grootte-reductie factor R van 127. Daar de meeste molens een optimale reductie-factor van ongeveer 15 hebben, wordt er in twee stappen gemaald.

We maken gebruik van staafmolens in gesloten circuit (9). Dit wil zeggen dat de uit de molen afkomstige steenkool die te groot is, na afscheiding, wordt teruggevoerd.

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

-22-Hierdoor verkrijgt men een poederkool met een meer

homogene deeltjesgrootte.

Omdat er aanzienlijk minder energie voor nodig is, wordt

er nat gemalen.

Het energieverbruik per ton vermalen steenkool (U) wordt gegeven door de formule van Bond (9) :

-~ -~

U = C₃(P_d - Fd ) (5-1) waarin: U = energieverbruik per ton steenkool (kWh/t)

C

3= Bond-index = 120

kWh.~~/t

P

d= deeltjesgrootte van het product van de molen waarbij 80%(w/w) kleiner of gelijk is aan Pd(~)

F_d= deeltjesgrootte van de voeding van de molen

waarbij 80%(w/w) kleiner of gelijk is aan Fd(~)

Het energieverbruik dient bij niet optimale reductiefactor R gecorrigeerd te worden met een factor _. {l+(R-R _op t)2/ 150 }.

5.1.2.1 De eerste staafmolen

Voor de eerste staafmolen wordt een reductiefactor R van 8,5 gekozen (Fd=12700~m en Pd=1500~m). Substitutie van de gegevens in (5-1) en de correctiefactor levert dan een energieverbruik van 2,61 kWh/ton. Bij een doorzet van 20,8 ton per uur wordt het vermogen van de eerste staaf-molen dus 54,3 kw. Overige specificaties (9) : toerental: 25,3 rpm diameter molen: 1,57 m lengte molen : 2,54 m lengte staven : 2,39 m gewicht staven (40 vol.%)

5.1.2.2 De tweede staafmolen

9100 kg

Voor deze staafmolen geldt de optimale reductiefactor

R

= 15 (Fd=1500~m en Pd=100~m) .

Het energieverbruik U is nu 8,90 kWh/ton. Bij de gegeven doorzet komt dit overeen met 185,2 kW.

Overige specificaties van de tweede staafmolen (9) toerental: 20,3 rpm

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

i

•

-23-lengte molen: 3,49 m lengte staven: 3,34 m

gewicht staven (40 vol.%) 27.400 kg

5.1.2.3 Trilzeef ('vibrating screen')

In het eerste gesloten maalcircuit wordt een trilzeef gebruikt om de 'oversize' af te scheiden.

Het oppervlak van de tril zeef kan geschat worden met de volgende formule uit Leonard (8) :

A = (x x <Pf)/(P x f) u z ( 5-2) waarin: A = zeefoppervlak (ft2) c ₌ ':"f f = 0 f = e x _u

=

<P _f

=

P _z

=

fractie undersize in feed

massastroom voeding trilzeef (STPH)

zeefcapaciteit bij bij standaardcondities ( STPH/ft2)

f = product van een aantal corrigerende factoren bij afwijkende condities i f=ffxf _o xf xf_e dxf _w xf _s

'fines factor', deze factor wordt bepaald door het percentage fijne kooideeitjes in de voeding, ff=0,7

~oversize factor', deze wordt bepaald door het

per-centage te grote deeltjes in de voeding, f =0,88 o

'efficiency factor', deze is afhankelijk van de zeefefficiëntie. De efficiëntie wordt gesteld op 85%, f =1,50

e f

d

=

'deck factor', deze factor verschilt van 1 als de trilzeef meerdere decks bevat, f

d=1,0

f = 'wet screening factor', deze wordt gebruikt bij w

nat zeven, f is afhankelijk van van de grootte w

van de zeefgaten, f =3,0 w

f = 'slot factor', deze factor hangt af van de vorm s

van de zeefgaten, voor vierkante gaten geldt f =1,0 _s Uit de deeltjesgrootte verdeling van Taggart (11), figuur 3, blijkt dat de eerste staafmolen 45% 'undersize' levert.

Verder is <Pf = 67,54 STPH, Pz = 0,37 STPH/ft2 (voor 1/16 inch zeefgaten) en f = 2,77. Hiermee wordt het benodigde zeefoppervlak A = 29,65 ft2 = 2,76 m2. Een zeef met een

2

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

-24-

100r---r---,---~---,_---801-\--\-\----'----".--LI

~ Ol ~ o! ~60~~~--~---+---+---+---~ -<:

I

.~ I

; Trunnion-ov:orllow cylind,;c41 btJlI milJ, clos~d circuit Conical bali miJl, c/osed circuÎt

~ Grat. balI :,}ill. c/osed circuit

I

'!~O~+----+--

'

n

'

~ " E

"

U 20~---~~~~~---~---~----~ o o 20 ~o 60 80 % of limiting aperture

FIG. 3. Size-rlistribution curves ior tumbJing miJls. Overige specificaties van de trilzeef

'open area' : 32% lengte zeef: 2,50 m breedte zeef: 1,20 m helling:

2:.

12%

I

I I ! 100 schud-amplitude ~ inch

=

6,4 mm schudfrequentiè: 100 rpm ('counterflow') vermogen zeef + 1 kW 5.1.2.4 Hydrocycloon

Vanwege de te kleine deeltjes is de steenkool in het tweede maalcircuit niet meer met een trilzeef af te scheiden. We hebben daarom gekozen voor het gebruik van

hydrocyclonen.

Om de diameter van een hydrocycloon te bepalen gebruikt

Bhappu (10) de volgende relaties

o 3 ~

x₅₀·t.P' .(s-l) 148

D

= {

} ,

13,2 . exp a ( 5- 3)

waarin: D

=

cycloondiameter (inch) x

50

=

deeltjesgrootte waarvan de helft wordt

afgescheiden. Voor ontwerp doeleinden \vorct voor x

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

-25-6P= drukval over de cycloon. 'Typical cyclone

pressure' is 10 psi.

s = relatieve dichtheid van steenkool van water ten opzichte van water = 1,6

a = -0,301+0,0945V-O,00356V2+0,0000684V3

V = volumepercentage steenkool in cycloonvoeding = 40,2.

Substitutie van de gegevens resulteert in een diameter van de cycloon van 4,7 inch. Een 5 inch cycloon (12,7 cm)

voldoet hier. Afwijkingen in de afscheiding kunnen he r-steld worden door aanpassing van de drukval.

Voor de overige afmetingen van de hydrocycloon zie fi-guur 4 (12).

De volumestroom die een dergelijke cycloon kan verwerken is: Q = 0,7 /::'P

~D2

Q in USGPM (5-4)

c c

Hieruit volgt Q = 55,34 USGPM, de totale volumestroorn c

is 713,62 USGPM waarvoor dus 13 cyclonen nodig zijn.

op .. ning 1O-"~----+-+---1---+:5D-f-_ _ _ _ ---+-~ __ -~---r-IO +---, --'-:"-::-:-:::--~~_t_---- - -- - - - Y2 (l Y' 2 +-- - - -t-+-+--_t_- +-- - -- - - - --- - , - --- --- - H + -- "----+

---

---

-

--i

! i j

-Fig. 4. D1:mensiûnering vcm hydI'o~c'loon

d,Y,fl c

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

-26-5.2 De reactorensectie

Voor de keuze van een reactor zijn drie aspecten van belang: a. de reactiekinetiek,

b. de zuurstofoverdracht naar de vloeistoffase en c. het in suspensie houden van de kooldeeltjes. Omdat de reactiesnelheid eerste orde in de

pyrietcon-~ ''

-centratie verondersteld wordt, lijkt een ideale buisreactor voor de hand liggend. Voor het in suspensie houden van de steenkool en de zuurstofoverdracht is een ideale

tank-~---

--,-reactor het meest geschikt. Er zal dus een compromis gesloten moeten worden.

Wij hebben een combinatie van een aantal 'pachuca tanks' - in serie en parallel - onderzocht. In de pachuca tank

.. ~

(zie figuur 5) wordt onderin lucht toegevoerd die behalve de zuurstoftoevoer ook het in suspensie houden van de kooldeeltjes bevorderd. De uitvoeringen van de pachuca tank zijn als volgt in te delen (14):

1. pachuca tank met stijgbuis (figuur 5a), 2. pachuca tank met 'free airlift ' (figuur 5b) en 3. tussenvormen met bijvoorbeeld kortere of

smallere stijgbuis.

nO

ti),

rO~

0

Or

Oi

1-'0

o~

1

0

₁

~b:0

° 0 0 0 (a) (b)

Figuur 5. De pachuca tank met stijgbuis (a) en als 'free airlift' reactor (b).

•

•

•

•

•

•

!

.

•

•

•

-27-We hebben voor de eerste twee uitvoeringen van de pachuca tank een reactormodel opgezet en doorgerekend, waarbij dezelfde geometrische verhoudingen zijn aangenomen als in het artikel van Lamont (14). Deze berekeningen vindt u terug in Bijlage I, de resultaten staan daar vermeld in Tabel 3.

Uit de berekeningen blijkt dat niet het in suspensie houden van de kooldeeltjes maar de zuurstofoverdracht limiterend is. De vloeistofsnelheden omhoog zijn vele malen groter dan de valsnelheid van een steenkooldeeltje. Het verkregen luchtdebiet is gebaseerd op een minimale zuurstofconcentratie onderin de tank van 2.10-3kg/m3.

Deze waarde is drie keer zo groot als zuurstof concentratie die het micro-organisme minimaal nodig heeft.

Uit Tabel 3 blijkt dat bij een tank net stijgbuis alleen met twee tanks in serie de minimale zuurstofconcentratie bereikt wordt, hierbij zijn de luchtdebieten hoger dan de overeen-komstige free airlift tanks.

Om een optimale tankopstelling te kiezen, zouden de kosten van elke combinatie geschat moeten worden. Deze kosten

zijn sterk afhankelijk van het luchtdebiet Q welke is berekend op grond van een zeer theoretisch model. Dit maakt de optimalisatie van de tankopstelling dusdanig onbetrouwbaar dat hiervan is afgezien.

We hebben gekozen voor een opstelling van drie free

airlift reactors in serie. Voor deze configuratie zijn in Tabel 4 (Bijlage I) enkele gegevens vermeld.

•

•

•

I I

o

.

•

•

•

•

I

.

I

!

.

:

.

-28-5.3 De filtersectie

Voor het ontwateren van een steehkoolslurrie met 29% (w/w) kool (deeltjesgrootte: 70% < 75~m) zijn er volgens

Leonard (8) een aantal mogelijkheden: een bezinker, een hydrocycloon, een centrifuge of een vacuumfilter.

Een bezinker kan een dergelijke slurriestroom (20,27 kg/s) slechts indikken tot circa 40% (w/w) steenkool. Een hydro-cycloon komt niet verder dan 50% (w/w). Deze apparaten hebben tevens als nadeel dat de kleinste deeltjes slecht afgescheiden worden.

Een centrifuge kan bij deze deeltjesgrootte slechts tot 50% (w/w) indikken (8).

Met behulp van een continu vacuumfilter kan de slurrie-stroom geconcentreerd worden tot 65% (w/w) steenkool (8) Een continu vacuumfilter heeft nog meer voordelen (3):

a. de gefiltreerde kolenslurrie is goed te wassen,

b. de fractie steenkool die door het filter gaat, is te verwaarlozen,

c. vergeleken met een centrifuge zijn de reparatie-en onderhoudskostreparatie-en laag vanwege het makkelijk te bereiken filteroppervlak.

Enkele nadelen van een vacuumfilter zijn:

a. er moet een vacuumsysteem in stand worden gehouden, wat relatief veel energie vergt,

b. het filtersysteem is weinig flexibel ten aanzien van veranderingen in de snelheid of samenstelling van de voedingstroom.

Vanwege de hoge steenkoolconcentratie in het residu en de goede wasmogelijkheden hebben we gekozen voor een vacuum-filter.

De mogelijkheden om de filtercondities te voorspellen zijn nog zeer beperkt. In de praktijk worden laboratorium-installaties opgeschaald. Om toch een schatting van enkele procesvariabelen te kunnen maken hebben we gebruik gemaakt van richtlijnen gegeven in Leonard (8).

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

-29-De gegeven slurriestroom kan verwerkt worden met een capaciteit van 28 lbs kool/ft2hr. Dit betekent 136,7 kg

2

steenkool per m per uur. Voor een steenkoolstroom van 20,8 ton per uur is er dus een oppervlak van 152 m2 nodig. Met een luchtcapaciteit van 1,5.10-2 m3/m2s wordt het

luchtdebiet door het filterdoek dan 2,32 m3/s. Overige specificaties:

filterdoek-snelheid: 3 minuten per omwenteling

laagdikte filterkoek: ~ 1,0 cm (incompressibele koek) drukval over filterdoek: 0,74 bar

Deze gegevens gelden voor de meeste typen vacuumfilter. Voor een keuze van het filter-type zijn er twee criteria:

a. het filter moet een hoge was-efficiëntie hebben, de opgeloste stoffen - met name de sulfaationen -dienen optimaal uit de kolenslurrie verwijderd te worden.

b. het filter moet een voedingstroom met 29% (w/w) steenkool kunnen verwerken

Wat betreft het laatste criterium zijn er geen problemen, bijna elk type vacuumfilter kan de voedingstroom verwerken. Ten aanzien van de eerste voorwaarde komen alleen het

'tilting pan' filter en het 'horizontal belt' filter in aanmerking. Deze twee typen filters hebben een waseffi-ciëntie van bijna 100% terwijl andere filters slechts tot 50% à 75% komen (3).

Het nadeel van de 'horizontal b e l t ' f i l t e r is dat continu de helft van het filteroppervlak leeg is (van het afschra-pen van de ingedikte slurrie tot het opbrengen van de

voedingslurrie). We hebben toch voor dit bandfilter gekozen omdat hij aanzienlijk goedkoper is. Het grootste filter van dit type heeft een oppervlak van 60 m2, daarom

gebrui-2 ken we drie filters met een oppervlak van elk 51 m .

Als het percentage in de filterkoek achtergebleven moeder-loog op 1% (w/w) wordt gesteld, dan is de massastroom-verhouding waswater/moederloog 2,9 (12). De filterkoek

'~ bevat 35% (w/w) moederloog, dit is 3,08 kg/s. Hieruit

•

•

•

•

•

•

•

I

•

•

•

-30-5.4 De gips reactor

Voor de verwijdering van sulfaat en het neutraliseren van de volumestroom die het systeem verlaat, is gekozen voor een geroerde tankreactor. Als we uitgaan van een verblijf tijd van 140 s in de reactor, wordt het volume van de reactor 2 m3.

Volgens Kossen (13) kan het roervermogen per kubieke 3

Qeter reactorvolume geschat worden op 3 kW/m . Voor de gipsreactor is dus een roervermogen van 6 kW nodig.

•

IN

_waarts

Voor-

-31-6. Massa -en

Warmtebalans

Retour

UIT

M

Q

M

•

Q

M

M

Q

Q

5,79 steenkool

,

I

-•

M 1

•

5,79 \ /

•

_{M 2}

•

5 79 ,1/

•

IJl 3

•

5,79 \V M 4 _f

-•

112,72 _{1 - -} 22 ,46 \1/

•

M 5

I---•

~n,26 , /

•

•

20,26

•

55,87

•

•

20,26

•

_0,01 0,33

•

20,27

•

0,10

•

_20,27

•

_0,04

•

20,27 8,87

•

5,80

•

-32-M 7 t - - - j MIl t---~ kalksteen lucht Rl3 lucht - - - t - - l lucht lucht Rl4 lucht Rl7 lucht - - - t - - l unter MlS eindproduct 14,47 35161 0,33 I I , I 0,10

I

i

J

J 0,04

_I

I I i I ! I I I 8,87

•

•

0,03

•

•

•

•

•

•

•

•

) 5,17

•

•

-33-5,~O

-

I

-kalks teen ~

-~

Mássa in kg/s

Warmte in kW

f R20

-I gipsspui ~ _5,83

,

I r r " " -- , ' -r----'1 r ' -r - I ~

Totaal

~ ) 5, ) 7

Fabri eks voorontwerp

No:

2544 ~ I I I i I I

I

-~ -

--

•

•

•

IJ...

pparaa tstr oom

I. voeding steenkool

~!

Componenten

_M

Q kolen 5,79 water kalksteen -lucht gips

Totaal:

5,79

...

...

Apparaatstroom

6.effluent trilzeef

A

araatstroom

6.effluent trilzeef

f

Componenten

kolen ,va ter kalksteen lucht pps

_

. . -

--Totaal:

1.-1

in kg

/5

Irt

in

kW

"

M

Q 5.79 I !f , Lf 7 20,26

•

•

•

•

•

•

•

2.effluent kegelwals 3. 4.effluent Ie molen 5.recycle Ie molen

M

Q

M

a

M

0.

M

Q

5,79 I 1,23 17,02 11,23

25,70 25,70 11,23

5,79 36,93 42,72 22,46

7.effluent 2e molen

7.effluent 2e molen 3 3 _{'J. I}kalksteenvnedin~ kalksteenvnedin~ _{e e reactor reactor} 9.recycle 2e molen 9.recycle 2e molen JO.voeding JO.voeding Ie Ie reacto reacto

M

Q

M

Q

M

Q

M

Q

2f3,94 23, 15 5,79

26,93 12 , L~6 14, LI7

0,01

55,86 0,01 15,GI 20,26

•

_....

•

/~

pparaatstroom

.~!

C

0

m pon ent e n

- -kolen water .. kalksteen lucht gips ...

Totaal:

--Apparaatstroom

f

Componenten

-kolen \.;ater kalksteen lucht gips

--Totaal:

-~

in kg/s

~

in

kW

•

•

I I luchtvoeding _{• ereactor}

M

Q 0,33 0,33 16.voeding 3e reactor

M

Q 5,79 14,48

.

20,27 - - - ---- - - ~ - -- - -

-•

•

•

•

'

..

•

•

12.voeding 2e reactor 13 2uchtvoeding . ereactor 14. uc tvoed1.ng fot~le . 15. filtraat recvcle

M

Q

_M

_Cl

M

U

M

Q

5,79

14,48 14,47

0,10 0,47

20,27 - - --- - - 0, 10 - - - -0, L} 7 14,47

17 _{• e reac or} 1uchtvotding _{18.waswater voeding 19.voeding bandfilter} ~o kaltste~nvoedin~

L.. .g1.psreactor

M

Q

_M

Q

M

Q

M

Q

5,79 ~ , t~ 7 Jlf , Lt P, r.03

o

04 0,04 8.87 20,27 0,03 --- --- -_I....

Stroom /Componenten staat

I I w \Jl I

•

---~---•

•

ApparaatsTroom

'J

Co m pon ent e n

kolen \yater kalksteen lucht gips ..

Totaal:

~

.I-\~p_ar

aats troom

.

~

Componenten

Totaal:

:M

in kg/s

Q

in kW

•

•

Dl.filtraat bandfilter

M

Q 20,27 20,27

M

Q

-•

•

•

•

•

voed~n~ errluent 24. eindproduct 22.gipsreactor 23.gipsreactor

M

Q

_M

a

_M

5,79 5,80 5, 7 L~ 3,08 0,09 5,80 5,83 8,87

M

Q

M

Q

M

Stroom /Componenten staat

•

0.

M

Q

M

•

Q

Q

I i I w ~ I

•

-37-•

7. Overzicht specificatie apparatuur

•

Apparaat No: R 13 R 14 R 17 R 20

..

Benaming, _{eerste tweede derde geroerde} type _{airlift- airlift- airlift-} tankreactor

•

reactor reactor reactor

3( Abs. ~$c#~}{ . 1 1 1 1 druk in bar oe -20 temp. in + 20 + 20 + 20 +

•

- - - -Inhoud in m3 7516 7516 7516 2 Diam. in m 18,9 18,9 18,9 h in m 37,8 37,8 37,8

•

Vulling:

*

•

schotels-aant. vaste pakking katalysator-type

•

-

, ,

_-

vorm

· ...

·

...

·

...

"

...

•

Speciaal te ge- beton met beton met beton met

bruiken mat. coating coating coating Hastelloy C aantal

•

serie/parallel 1 1 1 1

Luchtdebiet

in kg/s 0,33 0,10 0,04

•

•

*

aangeven wat bedoeld wordt

•

-38-Apparatenlijst voor pompen, blowers. komuressoren

---~---•

Apparaat No: p ₆

_r-

₈

_r-

₁₀ F 12 C 16

recirculatie voedings- voedins- recirculatiE proces-Benaming,

pomp pomp pomp pomp lucht

type e

le e

1 r.laal- hydro- reactor 2 maal- compressor

•

circuit cycloon circuit

te verpompen steenkool- steenkool- steenkool-

steenkool-•

medium slurrie slurrie slurrie slurrie lucht

Capaciteit in

t:ft&

~ kg/s* 22,46 55,87 20,26 35,61 0,42

•

Dichtheid 1231 1241 1120 1322 1,28 in kg/m3 Zuig-/persdruk in bar(abs.oc:& 1/1,7 1/1,7 1/4,5 1/1,7 1/5,2 a.$j{. *) temp. in

°c

20 20 20/194 + + 20 + 20 + in / uit - - -

-•

Vermogen in kW theor. / prakt. 1,2/1,7 3,2/4,5 8,2/9,7 1,9/ 3,7 60/86 Speciaal te ge

Hastelloy C Hastelloy C Hastelloy C Hastelloy C

bruiken mat.

•

aantal 1 1 serie/parallel 1 1 1

•

•

*

aan0even wat bedoeld wordt

•

•

-39-I

•

Apparaat No:

:r

19 recirculatie Benaming, pomp type filtraat

•

•

te verpompen water

•

medium Capaciteit in

t,Lili

eN' kg/s* 20,27

•

Dichtheid 1000 in kg/m

3

Zuig-/persdruk

•

in bar(abs.of 1/1,6 eff. *) temp. in

°c

/ uit + 20 in -Vermogen in kW theor. / prakt. 0,3/0,5 Speciaal te ge

bruiken mat. Hastelloy C

•

aantal

serie/parallel 1

•

•

*

aan~even wat bedoeld wordt

•

•

-40-:

.

Apparaat No: H 9 H 15

Benaming, _{koeler voor koeler voor}

•

type _{reactor- proceslucht}

voeding Medium

pijpen-/ water/steen- water/lucht mantelzijde koolslurrie Capaci:t~i-t, uitgewisselde 252 82

•

warmte in kW. warmtewï"sselend 70 4 oppevl. in m 2

•

Aantal

pa~äff~{

_{1 1} Abs. xif ~* druk in bar 1/1 1/5,2 pijpen-

_/

•

mantelzijde I temp. in / uit in oe pijpzijde _{18/20 18/33}

•

mantelzijde 24/20 194/28 Speciaal te ge-Hastelloy C bruiken mat ~.

•

:

•

•

*

aangeven wat bedoeld wordt

•

•

-41-Apparatenlijst voor diversen

---•

Apparaat No: _{H 1 M 2 M 3 M 4 M 5}

I

i

,

Benaming, steenkool- transport- kegelwals staafmolen trilzeef

silo band e type 1 maal-circuit

•

Capaciteit 5,56 6,11 7,00 9,23 5,56 in kgjs

•

*

Abs.XlX' ef.:f. 1 1 1. 1 1

•

druk in bar temp. in

°c

+ 20 + 20 + 20 + 20 + 20 - - - -

-Inhoud in m3 inhoud. lengte diameter lengte

3 x x x

of afmetingen 1000 m breedte lenate breedte

•

*

100 m x 1,57 in m m x 2,50 m x 0,61 m 2,54 m 1,20 m

•

aantal _{1 1 1 1 1} serie/parallel Vermogen

•

in kW 0,7 22,4 54, 3 1,0

Materiaal carbon- carbon- Hastelloy C Hastelloy C

steel steel

•

•

_*

aangeven wat bedoeld wordt

•

-•

-42-•

Apparaat No: H 7 M 11 H 18

I

Benaming, staafmolen hydro- vacuum

type 2

e

maal- cycloon bandfilter

•

circuit Capaciteit 27,78 1,85 1,93 in kg/s

•

*

Abs .1lJf. ~kk. 1 1,7 0,26

•

druk in bar temp. in

°c

_{+ 20 + 20 + 20} - -

-Inhoud in m3 diameter diameter

opper-x x

vlakte

of afmetingen _{leWJte hoogte}

•

in m

'*

2,27 m x 0,13 m x 51 m 2 3,"49 TIl

°

64 m aantal serie/parallel 1 13 3

•

Vermog-en in kW 185,2 150,0

Materiaal Hastelloy C Hastelloy C Hastelloy C

•

*

aangeven wat bedoeld wordt

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

-43-8. Economische aspecten van het proces.

Voor de berekening van de totale kosten van het proces zijn deze onderverdeeld in (17):

1. produktievolume-afhankelijke kosten 2. semi-variabele kosten

3. investeringsafhankelijke kosten 4. plant overhead

8.1 Produktievolume-afhankelijke kosten

De produktievolume-afhankelijke kosten bestaan uit energiekosten en hulpstofkosten.

De benodigde hoeveelheden energie staan weergegeven in Tabel 2. Met een energieprijs van t 0,20 per kWh worden de totale energie kosten per jaar: kt 1448.

De hulpstof kalksteen kost t 16,- per ton. De jaarlijkse kalksteen kosten komen neer op: kt 20.

8.2 Semi-variabele kosten

Onder deze kosten vallen de loonkosten. Deze zijn berekend met behulp van de Wessel relatie (17):

aantal manuren/ton produkt

=

k.aantal stappen (8.1) capaciteit/dag

Voor ons proces geldt k~10 en het aantal stappen schatten wij op 6. Met een capaciteit van 500 ton/dag levert dit

0,12 manuren/ton produkt. Dit komt overeen met 60 manuren per dag. Met een 8-urige werkdag komt dit neer op 8

mensen personeel. Omdat het een continue ploegendienst betreft, moet dit getal met 1,5 vermenigvuldigd worden, zodat gerekend moet worden op 12 arbeidsplaatsen. Met eengemiddeld loonbedrag van

t

50.000 per jaar per arbeids-plaats, worden de totale laarlijkse loonkosten: kt 600.

•

•

•

•

•

-44-8.3 Investeringsafhankelijke kosten

Onder deze kostenplaats vallen: 1 . afschrijvingskosten 2 . verzekeringskosten 3 . belastingen

4 . onderhoudskosten 5 . rentekosten

Om de hoogte van deze kosten te kunnen bepalen moet eerst het te investeren bedrag bekend zijn. Dit bedrag is

bepaald met behulp van de zogenaamde Lang-factor (17). Deze factor is in ons geval 3,1 en moet vermenigvuldigd worden met het totaal van de prijzen van de nog niet geInstalleerde apparaten. De prijzen van de apparaten

staan weergegeven in Tabel 2 en zijn bepaald met prijs-opgaven uit 1970 (15). De prijzen zijn gecorrigeerd met behulp van de Marshall-Stevens index. Voor het laatste kwartaal in 1982 bedraagd deze index 788 (16) terwijl de index voor 1970 een waarde van 300 heeft.

De prijzen van beton zijn geschat met Webci (18), de hoeveelheid beton is benaderd met de ketelformule (6):

d

=

DT P Y (8.2) • 20T

•

•

•

•

waarin: d

=

dikte van de betonwand D

=

diameter van de tank

T

P dichtheid van de slurry Y = belastingscoëfficiënt~ 1,7

0T= toelaatbare trekspanning = 107 N/m2 Uitrekenen van vergelijking (8.2) levert d = 60 cm.

Uit Tabel 2 blijkt dat het vacuum bandfilter de grootste kostenplaats inneemt.

Het totaal van de prijzen van de apparaten bedraagt dus $ 7577.103 wat overeenkomt met kt 20.078,- .

Het te investeren bedrag is nu 3,1 x kt 20.078,- =

•

•

•

•

•

•

•

•

I

•

•

•

•

-45-8.3.1 afschrijvingskosten

De economische levensduur van de fabriek wordt geschat op 20 jaar zonder restwaarde. De jaarlijkse afschrijvings-kosten volgens de rechtlijnige afschrijvingstechniek

bedraagt nu kt 62.242,-/20

=

kt

3112,-8.3.2 verzekeringskosten, belastingen en onderhoudskosten

De jaarlijkse verzekeringskosten, belastingen en onder-houdskosten worden geschat (17) op respectievelijk 1, 1 en 10% van de investeringskosten. De onderhoudskosten zijn hierin wat hoger dan gebruikelijk omdat in het proces veel stappen zijn waarbij met vaste stoffen gewerkt wordt. De betreffende bedragen zijn:

8.3.3 rentekosten verzekeringskosten belastingen onderhoudskosten kt 622,-kt 622,-kt

2490,-De jaarlijkse rentekosten worden geschat op 10 % van de investeringskosten wat neerkomt op kt

6224,-8.4 Plant overhead

De plant overhead wordt geschat op 3 % van de investeringen plus 50 % van de loonkosten ( Hackney geciteerd in (17)). Deze percentages zijn gebaseerd op de cement industrie. De plant overhead wordt nu:

2167,-•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

-46-8.5 Totale kosten

De jaarlijkse kosten bedragen:

produktievolume-afhankelijke kosten kt

1495,-semi-variabele kosten kt

600,-investeringsafhankelijke kosten kt

13070,-plant overhead kt

2167,-totaal: kt

17332,-De pyriet verwijderingskosten per ton steenkool(ontwaterd tot 35 gew.% water) bedragen nu

t

95,-. Dit bedrag is

hoger dan de bedragen die Detz (l)vermeldt voor de verschil-lende ontzwavelingsprocessen waarbij de steenkool ontwaterd is tot een gewichtspercentage water van 10 %:

microbiële ontzwaveling

t

30,-TRW ferric leaching process Batelle hydrothermal process Kennecott 02 leaching process

t

53,-t