Provozní parametry pilotní jednotky karbonátoru

Transkript

1 Provozní parametry pilotní jednotky karbonátoru Jan OPATŘIL 1*, Jan HRDLIČKA 1, Matěj VODIČKA 1, Pavel SKOPEC 1, Lukáš PILAŘ 1 1 ČVUT v Praze, Fakulta strojní, Ústav energetiky, Technická 4, Praha 6 * jan.opatril@fs.cvut.cz Článek je zaměřen na matematický model karbonátoru, který je klíčovým zařízením v rámci post-combustion technologie, tzv. calcium loopingu spadajícího do skupiny CCS. Model simuluje jednotku zpracovávající spaliny z jednotky o výkonu 250 kwt. Karbonátor je koncipován jako cirkulační fluidní reaktor. Stěžejním prvkem matematického modelu je hydrodynamika, která dále významně ovlivňuje výpočet účinnosti záchytu. Pro cirkulační fluidní reaktor je velmi obtížné odhadovat potřebné parametry, které se mohou významně lišit od reálného zařízení. Především se jedná o axiální a radiální distribuci částic. Do modelu jsou implementovány rovnice popisující tyto parametry. Výstupem z modelu jsou základní provozní charakteristiky karbonátoru podávající představu o potřebném množství přiváděného čerstvého vápence a cirkulaci částic mezi reaktory. Klíčová slova: CCS, calcium looping, CO2, karbonátor 1 Úvod Technologie tzv. Calcium loopingu (CaL) spadá do oblasti pro zachytávání oxidu uhličitého (CCS), které jsou plánovány za účelem tlumení dopadů na životní prostředí. V rámci CaL je jedním z nejrozvinutějším konceptů duální fluidní reaktor s cirkulující vrstvou. Sorbent koluje mezi reaktory, kalcinátorem a karbonátorem, tak aby na výstupu byl plyn s vysokou koncentrací oxidu uhličitého (CO2). V rámci tohoto článku je pozornost soustředěna na hydrodynamiku karbonátoru. Parametry modelu jsou přizpůsobeny zamýšlené experimentální jednotce zpracovávající spaliny ze spalovacího systému o jmenovitém výkonu odpovídajícím 250 kwt. Karbonátor je tedy navržen jako cirkulační fluidní reaktor. Klíčovým bodem výpočtu je hydrodynamika fluidní vrstvy, jejíž výsledky mají přímý dopad na stanovení účinnosti záchytu CO2 v karbonátoru. Obecně je velmi těžké odhadovat potřebné parametry fluidní vrstvy pro výpočet, které se mohou následně velmi lišit od skutečných hodnot zjištěných v reálném zařízení. Zde se jedná především o axiální a radiální distribuci pevných částic v reaktoru. Obvykle jsou používány odhady na základě doporučených intervalů hodnot dle dostupné literatury. Postup iteračního výpočtu účinnosti záchytu byl převzat z literatury 0, kde je pro řešení hydrodynamiky využíváno K-L modelu. Oproti původnímu postupu je část odhadovaných parametrů nahrazena empirickými rovnicemi. Evaluace účinnosti záchytu je rozdělena do základních bloků dle Obr. 1, kde po zadání odpovídajících vstupních veličin je řešena hydrodynamika cirkulující fluidní vrstvy. Pro účinnost záchytu je zcela zásadním parametrem množství částic setrvávajících v reaktoru, která je výstupem z hydrodynamického výpočtu. 99

2 Iterační výpočet složení inertního materiálu Hydrodynamics Stanovení vlastností částic a cirkulace materiálu Stanovení axiální a radiální distribuce částic, množství částic v reaktoru a dalších potřebných veličin. Rovnice (1-9) Vstupní hodnoty Iterační řešení CCO2 a ECO2 Obr. 1 Struktura výpočtu účinnosti záchytu 2 Hydrodynamika karbonátoru V rámci hydrodynamiky je nezbytné rozlišit režim fluidního reaktoru. Při dosažení rychlosti vyšší než úletová rychlost částic existují dva základní režimy fluidace. Prvním je pneumatický transport, který nastává při nízkém toku tuhých částic a vysoké rychlosti. Pak je axiální profil objemového podílu tuhých částic téměř konstantní a reaktor je vyplněn tzv. lean zone, vyjma nejnižší části, kde jsou částice přivedeny do reaktoru a dochází k jejich akceleraci. U druhého režimu se reaktor rozděluje na spodní na tzv. dense zone a horní lean zone vytvářející tzv. S profil objemového podílu částic. Toto je z pohledu axiální distribuce. Radiální distribuce částic vychází z core-annulus modelu, kde jsou obě výše zmiňované oblasti radiálně rozděleny na dense a lean zone, viz. Obr. 2. Matematický model karbonátoru je založen na K-L modelu (Kunii-Levenspiel), který používá uvedenou axiální a radiální představu o distribuci částic. Primárními výstupy z výpočtu hydrodynamiky jsou výšky zón Hd a Hl, dále objemový podíl jádra proudu δ, které umožňují stanovit množství částic setrvávajících v reaktoru. Uvedené parametry vycházejí z objemových podílů tuhých částic annulusu u stěny εsw, v jádru proudu εsc, střední hodnota pro dense zone εsd a asymptotické limitní hodnoty ε*, které jsou ve zdrojovém modelu odhadovány na základě doporučených rozsahů dle literatury 0, 0. Doporučené intervaly jsou vychází z měřených dat, nicméně jejich rozsah je relativně široký. Za účelem zlepšení výpočtového modelu byly dohledány a implementovány empirické rovnice nahrazující odhady zmiňovaných veličin. Obr. 2 Rozdělení reaktoru Rovnice autorů Bai a Kato 0 popisují dva režimy proudění mezi kterými je rozlišováno na základě porovnání cirkulace částic Gs a saturační dopravní kapacity Gs *, která je definována: G s d p μ = 0,125Fr1,85 Ar 0,63 ( ρ 0,44 p ρ g ) ρ g (1) 100

3 Kde dp je střední průměr částic, μ dynamická viskozita, Fr Froudeho číslo, Ar Archimedovo číslo, ρp hustota částic, ρg hustota plynu. Potom pro režim Gs > Gs * platí: d = 1 + 6, ( U g ) 0,23 ( ρ 1,21 p ρ g ) [ U 0,383 g ] U d ρ g gd c (2) = (3) a pro režim Gs < Gs * platí: d = ( U g ) 1.13 ( ρ p ρ g ) U d ρ g (4) = ( U g U d ) 0.5 ( ρ p ρ g 0.82 ) ρ g Kde Ug je mimovrstvová fluidační rychlost, Ud rychlost částic, Dc průměr karbonátoru a je definováno jako: (5) = G s ρ p (U g u t ) Kde ut je úletová rychlost částic. Pro vyhodnocení hydrodynamiky je rovněž důležité stanovení středních vlastností částic kolujících mezi reaktory. Vlastnosti závisí na cirkulaci částic mezi reaktory a vstupech do systému. Složení směsi cirkulujících částic je vyhodnoceno na základě iterační smyčky ze známých molárních toků vstupujících do systému, tedy čerstvého vápence F0, síry Fs, popelovin Fash, a požadovaného molárního toku mezi reaktory. Výstupem jsou požadované průměrné hodnoty směsi, především tedy střední hustota částic směsi a cirkulace celkového množství částic. U stanovení účinnosti záchytu je také nezbytné predikovat tloušťku husté vrstvy v blízkosti stěny δl. Projevuje se především na množství částic setrvávajících v reaktoru. Implementovaná rovnice byla navržena Harrisem a kol. 0 ve tvaru: δ l = 0.5 [ ε D s Re ( H z c H ) ] (7) Odkud je možné dojít ke vztahu pro objemový podíl jádra proudu δ: δ = (D c 2δ l ) 2 D c 2 (8) Potom objemový podíl tuhých částic v husté vrstvě u stěny je dána rovnicí: w = (D cd D cc ε s ) D 2 c D2 (9) cc (6) Kde Dcc je průměr jádra proudu. 101

4 Hydrodynamika je počítána na základě středního průměru částic dp, v tomto případě rovno 250 μm. Společně se střední hustotou se jedná o důležitý parametr, protože na jejich základě jsou klasifikovány částice dle Geldarta a odpovídajícím způsobem přiřazena rozpadová konstanta. Právě rozpadová konstanta řídí výšku lean zone a tím pádem i celkové množství částic aktuálně setrvávajících v reaktoru. Částice v kalcium loopingu obvykle spadají Geldartově klasifikaci do skupiny A nebo B. Následující hodnoty pro au0 = konst. jsou doporučovány dle literatury 0: 2-4 [s -1 ] skupina A 5 [s -1 ] skupina AB 7 [s -1 ] skupina B Volba této konstanty je dalším parametrem se zásadním dopadem na stanovení celkové množství částic v reaktoru. Za účelem srovnání jsou na Obr. 3 uvedeny výsledky celkového množství částic v reaktoru Wt a průběh středního Obr. 3 Vliv rozpadové konstanty objemového podílu částic po výšce reaktoru. Zároveň je zobrazeno porovnání původního přístupu s odhadovanými hodnotami vůči rovnicím dle autorů Bai a Kato. 3 Podmínky a předpoklady výpočtu Výpočet účinnosti záchytu oxidu uhličitého je přizpůsoben zamýšlenému laboratornímu zařízení pro nominální výkon kotle 250 kwt. Provozní podmínky karbonátoru jsou uvažovány v obecně doporučovaných rozmezích. Fluidační mimovrstvová rychlost 5 m/s a teplota v 650 C s odpovídajícím průměrem raktoru 25 cm při výšce 10 m. Uvažované složení spalin je dáno stechiometrickými výpočty českého uhlí s obsahem vody 30 %, popelovin 9 % a výhřevností 16,9 MJ/kg. Spaliny jsou složeny z 11,77% CO2, 12,84% H2O, 0,07% SO2, 69,2% N2, 0,82% Ar a 5,3% O2. Další důležitou veličinou je molární tok síry vstupující do systému. Odhad je zeložen na zjednodušujícím předpokladu, že potřebný výkon dodaný do systému v kalcinátoru je přibližně roven polovině původního zdroje. Odhadovaná hodnota poměru Fs/FCO2 = 0,0033 [-]. Hustota čerstvého vápence je 1660 kg/m 3. Ostatní potřebné veličiny a postupy výpočtu účinnosti záchytu jsou převzaty z literatury 0. 4 Výsledky Účinnost záchytu je vyhodnocena pro tři různá množství aktivních částic CaO přiváděných z kalcinátoru do karbonátoru. Je nezbytné dosáhnout výrazně vyšších hodnot přiváděného CaO, než je teoretické množství potřebné pro záchyt CO2. Recirkulační poměr Fr/FCO2 se pohybuje na úrovni 15, 20 a 25 mol CaO/mol CO2. Dalším proměnným parametrem je množství přiváděného čerstvého vápence F0/FCO2, který je v rozsahu 0,004 až 0,03. Spodní hranice je omezena pokrytím ztrát aktivních částic vlivem 102

5 reakce se sírou. Jsou přítomny také další mechanismy znehodnocení, avšak ty nejsou v modelu uvažovány. Jedná se například o rozpad částic, které opouštějí systém v úletu. Horní hranice není limitována, ale po dosažení určité hodnoty nedochází k dalšímu nárůstu účinnosti záchytu, což je patrné ze závislosti uvedené na Obr. 4. Z ekonomických důvodů je snaha snižovat množství přiváděného čerstvého vápence. Souběžně je na Obr. 5 uvedena závislost hmotnosti setrvávajících částic v reaktoru na poměrném množství přiváděného čerstvého vápence pro lepší představu o chování systému. Obr. 4 Účinnost záchytu CO2 v karbonátoru Obr. 5 Množství částic v karbonátoru 5 Závěr 103

6 Výpočet hydrodynamiky fluidního reaktoru s cirkulující vrstvou vyžaduje odhad značného množství parametrů. V rámci této práce došlo k nahrazení části odhadovaných parametrů empirickými vzorci pro jejich přesnější určení. Jedná se především o radiální a axiální objemový podíl tuhých částic v reaktoru, tloušťku husté vrstvy v blízkosti stěny a iterační řešení složení směsi částic. Zmíněné parametry mají vliv na výpočet setrvávajících částic v reaktoru a tím pádem i na vyhodnocení celkové účinnosti záchytu oxidu uhličitého. Porovnání oproti původnímu výpočtu zachycuje Obr. 3, kde je také patrný vliv volby rozpadové konstanty. Z pohledu provozních podmínek se jeví poměr recirkulovaných částic Fr/FCO2 na úrovni 20 až 25 mol CaO/mol CO2. Další zvyšování recirkulace části nepřináší významné zlepšení účinnosti. Obdobně pro množství přiváděného čerstvého vápence se jeví optimální hodnota Fr/FCO2 v rozmezí 0,015 až 0,02 mol CaO/mol CO2. Což odpovídá přibližně čtyř až šesti násobku síry vstupující do systému. Pro uvedené provozní podmínky dosahuje účinnost hodnot na úrovni 82 až 88 %. Lze dosáhnout ještě vyšších hodnot blízkým 90 %, avšak je nezbytné přivést do systému větší množství čerstvého vápence. Ne vždy je vhodné maximalizovat účinnost a proto je optimální hodnota s přihlédnutím k ekonomice provozu otázkou technicko-ekonomické optimalizace systému. Poděkování Tato práce vznikla za podpory Norských fondů , projekt č.: NF-CZ08-OV a č.: NF-CZ08-OV Použitá literatura [1] Matteo C. Romano, Modeling the carbonator of a Ca-looping process for CO2 capture from power plant flue gas, Chemical Engineering Science, Volume 69, Issue 1, 13 February 2012, Pages , ISSN [2] Bai D., Kato K.: Quantitative estimation of solids holdups at dense and dilute regions of circulating fluidized beds. Powder Technology, Volume 101, Issue 3, March 1999, Pages , ISSN [3] Kunii D., Levenspiel O., Circulating fluidized-bed reactors, Chemical Engineering Science, Volume 52, Issue 15, August 1997, Pages , ISSN [4] Harris A.T., Thorpe R.B., Davidson J.F.: Characterisation of the annular film thickness in circulating fluidised-bed risers. Chemical Engineering Science, Volume 57, Issue 13, July 2002, Pages , ISSN