NO178100B

NO178100B - Fremgangsmåte og apparat for utförelse av endotermiske reaksjoner i et fluidisert sjikt

Info

Publication number: NO178100B
Application number: NO900693A
Authority: NO
Inventors: Momtaz Nosshi Mansour; Kanda-Swamy Durai-Swamy; David Walter Warren
Original assignee: Mfg & Tech Conversion Int Inc
Priority date: 1989-02-14
Filing date: 1990-02-13
Publication date: 1995-10-16
Also published as: JP2680157B2; DE69033536T2; GR3034017T3; US5059404A; DE69008572T2; ES2053098T3; EP0550401B1; ATE105327T1; CA1339018C; UA26901C2; US5637192A; NO178100C; EP0383565A1; FI94462B; EP0550401A1; DK0383565T3; NO900693L; ES2148186T3; FI94462C; US6149765A

Description

Denne oppfinnelse angår indirekte oppvarmede termokjemiske reaktorer og prosesser eller fremgangsmåter for å utføre termokjemiske reaksjoner, innbefattende slikt som forgassing og dampreformering av tungoljer og giftige organiske stoffer, lut-gjenvinning og energi-gjenvinning samt omforming av fornybare ressurser, så som biomasse og energiførende avfalls-strømmer.

Fremgangsmåter for å utføre termokjemiske reaksjoner omfatter et vidt spektrum av reaksjoner hvor råvarer blir direkte eller indirekte oppvarmet for å effektuere ønskelige endotermiske reaksjoner.

I tilfellet med direkte oppvarmede reaktorer, vil eksotermiske reaksjoner som effektueres eller finner sted in situ tilveiebringe reaksjons-varmen for de ønskede endotermiske prosesser. Eksempler på slike direkte oppvarmede systemer innbefatter partiell oksidasjon og autotermiske forgassere. Selv om disse systemer kan anvendes for å forgasse eksempelvis karbonholdig materiale, innbefattende biomasse, er produktgassen av lav kvalitet på grunn av tilstedeværelsen av fortynningsmidler, d.v.s. produktene av de eksotermiske reaksjonene.

Produkter med høyere kvalitet kan frembringes ved anvendelsen av indirekte oppvarmede reaktorer. Eksempelvis er det blitt brukt flere fremgangsmåter for indirekte oppvarmet biomasse-forgassing. En fremgangsmåte anvender et konvensjonelt brennkammer med brennrør nedsenket i en fluidsjikt-reaktor. Flanigan m.fl., Proceedings of the 15th Biomass Thermochemical Conversion Contractor's Meeting, Atlanta, Georgia, sidene 14-30 (1983). En annen fremgangsmåte anvender et ekstra forkullingsbrennkammer av fluidisert sjikt-type som oppvarmer sand i et separat sjikt. Den varme sanden blir så brukt som varmeleveringsmediet i den primære fluidsjikt-forgasserreaktoren. Feldman m.fl., Proceedings of the 15th Biomass Thermochemical Conversion Contractor's Meeting, Atlanta, Georgia, pp. 31-90 (1983).

I den første fremgangsmåten vil den store størrelsen til brennkammert og varmeutvekslings-subsystemet resultere i høye kostnader i forhold til direkte oppvarmede reaktorer. Hoved-ulempene med konvensjonelle brennrør indirekte oppvarmede reaktorer har alltid vært de høye kostnadene som skyldes størrelsen på varmevekslerne og høy-temperaturmaterialene som er nødvendige for konstruksjonen av slike varmevekslere. I tillegg vil det store antallet rør som er nødvendig for varmeutvekslingen være et kompromiss med reaktorsjikt- eller reaktorseng-fluidiseringen. (Heretter benyttes oftest ordet "seng" istedenfor "sjikt" i beskrivelsen.) Således vil lave varmeutslipps-hastigheter i brennkammeret og lave varme-overføringshastigheter i brennrørene begrense reaktorens ytelse og dens økonomiske levedyktighet.

I den andre fremgangsmåten er det vanskelig å oppnå for-kullingsforbrenning for å erstatte varmeverdien til den forkullede massen uten lang gjennomløpstid og overskuddsluft, hvilket krever et enda større brennkammer (enn forgasseren) og hvilket ytterligere minsker systemets effektivitet. I tillegg vil størrelsen og kompleksiteten til den varme sand-resirkula-sjonsutstyret og kostnadene for tilleggs-fluidsjikt forkullings-brennkammeret begge representere alvorlige ulemper.

I et annet eksempel involverer tidligere kjent dampreformering av tunge, flyende hydrokarboner et antall fastseng og fluidsjikt-metoder som er utsatt for alvorlige driftsproblemer.

De fleste dampreformere for behandling av tunge flytende hydrokarboner for å fremstille hydrogenrik gass er autotermiske og arbeider ved høye temperaturer. Dette er imidlertid et kompromiss med den fremstilte gassens kvalitet på grunn av utslippet av tynner-midler (produkter av forbrenningen i produktkassen), spesielt dersom systemet anvender luftblåsing.

Dette førte til utviklingen av to indirekte oppvarmede dampreformere som er verdt å merke seg, og den ene er den totale hydrokarbon-reformeringsprosessen (THR) (Tomita, High Temperature Processing Symphosium, sponset av KTI Company, Santa Barbara, CA (1979), Tomita m.fl., European Meeting of Chemical Engineering, 18th Chemical Congress and Exhibition, Frankfurt Germany (1976)), og den andre er en katalytisk fluidisert damp-reformeringsprosess ((heretter kalt "den franske prosessen"), bulletin fra Secoete de al Grande Paroisse, (1973)).

I THR-prosessen fremstilles hydrogen ved reaksjonen mellom damp og de tunge flytende hydrokarboner i en fastseng rørformet reaktor. Denne prosessen er katalytisk og det er rapportert at den aksepterer et stort område av råvarer innbefattende nafta og råolje uten at det er nødvendig med noen forbehandling av råvarene. THR-prosessen anvender en katalysator som arbeider i tilstedeværelsen av svovel.

Den primære katalysatoren kalles T12 og er en silisium-fri, kalsiumaluminat-basert katalysator. Siden dampreformer-ingsaktiviteten til denne katalysatoren er lavere enn for konvensjonelle nikkel-katalysatorer, er den nødvendige reaksjons-temperaturen høyere. For en tung råvare så som iransk tung råolje er således innløps-temperaturene 1173K og utløps-temperaturene så høye som 1273K, hvilket gir alvorlige varmeoverførings-og rørmaterial-problemer. En bør også merke seg at det var nødvendig å utvikle et komplekst nytt matestystem for å styre den tunge brennstoff-fordampningen og kraftige blandinger med damp for å unngå krakking og sotdannelse i reformrør-innløpet.

Siden den nikkelfrie T12 katalysatoren ikke er tilstrekkelig aktiv til å konvertere hele hydrokarbon-mengden til syntesegass, inneholder utløpsgassen uunngåelig et høyt nivå av metan, og dette gjelder spesielt når en har tunge råvarer. For å løse dette problemet med hydrokarbon-gjennombrudd, brukes en nikkelinneholdende katalysator (T-48) ved slutten av T-12 kalsiumaluminat faste sengen. T-48 nikkelkatalysatoren, som ligger inntil og oppstrøms for T-12 katalysatoren, tåler svovel i denne prosessen siden den drives ved høye temperaturer, vanligvis 1172°K, og der er til stede vesentlige mengder av H2. For dampreformering av råolje, er THR-prosessen mer kostbar enn konvensjonell naftadamp-reformering.

Det er åpenbart for fagkyndige på dampreformeringsområdet at behandling av tunge hydrokarboner medfører spesielle problemer på grunn av tilstedeværelsen av aromatiske element-deler inneholdt i de tunge hydrokarbonene, og som har en spesiell tendens til å danne karbonholdige avsetninger eller sot på katalysator-substrater. I THR-prosessen er den primære katalysatoren anordnet i en rørformet fastsjikt-reaktor. Avsetningen av karbonholdige avsett i slike rørformede fastsjikt-reaktorer resulterer i tilstopping av katalysatorens strømningsvolumer. I fastsjikt-utformingen er prosessen med avsetning og tilstopping progressiv, hvilket fører til utstrakt trykkfall i den rørformede reaktoren og vil kreve nedkopling. Siden avsett-dannelse ikke kan tolereres i fastsjikt-reaktorer og således prosess-forholdene etableres slik at en unngår eller minimaliserer avsetningen. Dette krever generelt anvendelse av høye damp til karbonforhold, hvilket øker hastigheten av karbon-gassifisering i forhold til hastigheten, hvorved karbonholdig avsett dannes. Høye damp til karbonforhold er imidlertid ødeleggende for den termiske effektiviteten til prosessen.

I tilfellet med den franske prosessen, som er utviklet ved Societe de la Grande Paroisse, ble en fluidsjikt-reaktor brukt reaktoren var utviklet til å prosessere eller reagere tunge svovelinneholdende råvarer (for eksempel fyringsolje) til hydrogen uten fjerning av svovel og minimal karbondannelse. I denne prosessen blir vann og hydrokarboner matet inn i et fluidisert sjikt av en nikkelinneholdende katalysator som holdes isotermisk ved 1073 til 1194°K. Det fluidiserte sengens virkemåte tillater drift ved lave damp/karbonforhold. De tyngre råvarer forårsaker imidlertid noe hydrokarbon-gjennombrudd. Videre er det av to grunner ikke ønskelig å ha en ikke-inneholdende katalysator i fluidsjikt-prosessen. Første grunnen er at nedsliting eller abrasjon i sengen medfører tap av den kostbare nikkelinneholdende katalysatoren. Den andre grunnen er utstrakt sotdannelse og svovelforgiftning av nikkel i katalysatoren, hvilket finner sted ved behandling av tunge væsker som har en tendens til å danne sot, og som inneholder en vesentlig mengde svovel (nr. 4 og nr. 6 fyringsoljer).

I tillegg vil visse reagerende materialer medføre spesielle utfordringer for reaktoren, prosessen og system-utformingen. Lut, som er biproduktet ved tremasse-prosesser, inneholder generelt biomasseavledede ligviner og uorganisk nadium og noen ganger så som i tilfellet med kraftvæsken, svovelprosess-kjemikalier. Økonomien til prosessen tilsier behovet for å gjenvinne prosesskjemikaliene og energiverdiene til luten.

Kraftlut-gjenvinningsprosessen må for eksempel tilveiebringe en innretning for å konservere og/eller regenerere svovel i natriumsulfid-formen. Dette utføres for tiden ved anvendelse av en Tomlinson gjenvinningsovn, hvor lut blir forglemt og de uorganiske sulfat-kjemikaliene redusert ved reaksjon med karbon i et smeltet smeltesjikt ved bunnen av ovnen. Selv om Tomlinson-ovnen i stor grad er blitt brukt i kraftpapir-industrien i flere tiår, har den vesentlige ulemper, innbefattende sikkerhetsrisiki, d.v.s. smeltevann-eksplosjoner, korrosjon og uønskede omgivelses-utslipp. I tillegg representerer Tomlinson-ovnene en vesentlig del av den totale kapitalutgift i en moderne mølle. Når mølleutvidelser skal foretas, er det liten mulighet for å øke fabrikk-kapasitetsekspansjonen siden gjenvinningskokere bare er økonomiske i relasjon til store kapasiteter.

Av disse grunner har papirindustrien søkt etter nye teknologi-alternativer som erstatning for Tomlinson gjenvinningskokerne. Gassifisering av lut kan utføres autotermisk, men denne fremgangsmåte resulterer i produktgass med lav varmeverdi og i de fleste tilfeller vil slike autotermiske forgassere produsere en smeltet smelte. Mer viktig er det at siden kraftkjemikalene må gjenvinnes i en redusert tilstand, er direkte eksponering lut ovenfor oksydanter, for eksempel ved partiell oksydasjon og autotermiske prosesser, generelt uønskelig. Andre har demon-strert autotermisk forgassing av lut i en smeltet saltreaktor. Selv om reduksjon av kraft-kjemikaler ved karbon inneholdt i det smeltede saltet er blitt etablert i en autotermisk forgasser, lider denne fremgangsmåten av mange av de samme vanskelighetene som er knyttet til Tomlinson smelteovn-teknologien, innbefattende smelteproduksjon, korrosjons-problemer, eksplosjonsrisiko, høye kapitalkostnader og lav system-effektivitet.

Det er således et behov for en lutgjenvinningsprosess som unngår behovet for en smeltet smeltehåndtering, tilveiebringer høy pålitelighet og sikkerhet, høy termisk effektivitet, lave kostnader og er forenlig med lave modulære system-utforminger for å støtte små økninger i mølle-ekspansjon.

For flere anvendelser er det et behov for både ny reaktor-teknologi for indirekte oppvarmede termokjemiske prosesser, og for de forskjellige endotermiske prosesser, optimalisering av reaksjonene og prosessparametrene for å maksimalisere avkastningen. Behov for ny teknologi og prosesser for indirekte oppvarmede termokjemiske reaktorer er til stede i et svært bredt spekter av endebruker-applika-sjoner, innbefattende for eksempel mild forgassing av kull, dampforgassing av kull og torv, termisk krakking av kjemikalier, termokjemisk behandling av industrielt og kommunalt avfall, forgassing av energi-inneholdende avfalls-strømmer fra matbehandlings-fabrikker, gjenvinning av nyttige brennstoff-former av oljeavfall og olje- og tjæresand, avgifting av energi-gjenvinning fra hasardiøse avfalls-materialer og generelt effektivisering av endotermiske reaksjoner i kjemiske prosesser for fremstilling av ønskede kjemikalier.

Det kan oppnås fordeler i varmeutslipps- og varmeover-føringshastighet ved anvendelsen av pulserende brennkammere. Forbrenningsintensiteten til pulsbrennkammeret er høy. For et gitt varmeutslipp er brennkammeret relativt lite. Siden forbrennings-produktene blir drevet av forbrennings-induserte oscillasjoner er videre grensesjikt-motstanden overfor varme-overføring fra brenngassen til den indre veggen av brennrøret (resonans-røret) redusert og varmeutvekslings-overflåtene kan være korresponderende mindre for et gitt utbytte. For eksempel refererer US patent 4 655 146 seg til en reaktor for å utføre høytemperatur-reaksjoner så som smelting, varme-behandling og forbrenning. Reaktoren omfatter et brennkammer, eller forlengelse av dette, avstemt til å komme i resonans og derved oppnå effektiv forbrenning. Brennstoff og reaksjons-måter ialet blir matet inn i og gjennomgår reaksjon inne i kammeret. US patent 3 606 867 refererer til et pulserende forbrenningssystem for å fremstille en høytemperatur- og trykkgass-strøm som støtes mot objekter som skal varme-behandles. US patent 2 937 500 refererer seg til resonans-jetmotorer i kombinasjon med varmeutvekslingsutstyr, hvilket utstyr er kjennetegnet ved en sonisk økt hastighet av varemoverføringen for anvendelse ved oppvarming av luft-forsyningen til motoren. Disse patenter er innlemmet her som referanser. Ingen av disse patenter eller noen av de foran nevnte termokjemiske prosessene foreslår anvendelsen av pulserende forbrenning i forbindelse med en indirekte oppvarmet fluidsjikt-reaktor.

Den foreliggende oppfinnelse overkommer manglene ved de for tiden anvendte indirekte oppvarmede reaktorer ved at det anvendes et enkelt eller, fortrinnsvis, flere resonans-rør til et pulserende brennkammer som går ut fra det samme brennkammer et som i sengoppvarme-utveksleren, og hvor hastigheten til trykkoscillasjonene til brenngassene og det intense akustiske feltet som utstråles av de flere resonans-rørene inn i reaktorsengen øker hastigheten av varmeutslipp, varme- og masse-overføring og til slutt reaksjonshastigheten i sengen.

Det er et formål med denne oppfinnelse å tilveiebringe termokjemiske reaktorer som er kjennetegnet ved høy termisk effektivitet, høye behandlingshastigheter, lave kapital- og vedlikeholdskostnader og høy produktkvalitet for sluttbruks-anvendelser, innbefattende:

Forgassing av lut

Forgassing av biomasse

Dampreformering av tunge flytende hydrokarboner Indirekte tørking

Mild forgassing (moderat temperatur-pyrolyse) av kull

Dampforgassing av kull og torv

Indirekte oppvarmet termokjemisk behandling av industrielt og kommunalt avfall

Termisk krakking av kjemikalier

Forgassing av energi-førende avfalls-strømmer fra mate-behandlings fabr ikker

Gjenvinning av nyttbare brennstoff-former av oljeskifer og olje og tjæresand

Avgifting av og energigjenvinning av farlig avfalls-materialer

Effektuering av endotermiske. reaksjoner i kjemiske prosesser for fremstilling av ønskede kjemikalier.

Det er et annet formål med denne oppfinnelse å tilveiebringe et termokjemisk indirekte oppvarmet reaktor-apparat og en fremgangsmåte for å øke hastigheten til varmeutslipp, varme- og masse-overføring, reaksjonshastighet og gjennomløp for å produsere nyttbare produkter og avgifting av materialer med lave nivåer av omgivelses-påvirkning.

Det er et annet formål med denne oppfinnelse å tilveiebringe forbedret termokjemiske prosesser for sluttbrukerformål, innbefattende:

Gjenvinning av lut

Katalytisk dampreformering av tunge flytende hydrokarboner

Katalytisk dampforgassing av lav-verdikull

Mild forgassing av kull

Gjenvinning av nyttbare brennstoff-former av oljeskifer og olje og tjæresand.

Tilleggsformål og fordeler med oppfinnelsen vil fremgå av den følgende beskrivelse, og vil være delvis åpenbare på bakgrunn av beskrivelsen, eller de vil fremgå ved utøvelsen av oppfinnelsen. Formålene og fordelene med oppfinnelsen oppnås ved hjelp av instrumenteringen og kombinasjonene som er spesielt påpekt i de etterfølgende patentkrav.

Oppfinnelsen defineres nøyaktig i de vedføyde patent-kravene.

For å oppnå formålene og samsvar med hensikten med oppfinnelsen, som utført og grovt beskrevet her, omfatter den foreliggende oppfinnelse et indirekte oppvarmet termokjemisk reaktor-apparat som innbefatter en fluidseng-reaktor som blir indirekte oppvarmet av en pulsbrenner som har et brennkammer, en aerodynamisk ventil, og en enkel eller flere langstrakte ledere som danner en resonans-sone, og som har et innløp ved brennkammeret ved den ene enden og et utløp ved den andre enden, heretter kalt "resonans-rør". Fluidseng-reaktoren er utstyrt med en eller flere material-innføringsporter og blir matet med faste partikler omfattende et egnet sengemateriale som kan være inert eller være av katalytisk natur som tilveiebringer en katalytisk økning av reaksjonene i sengen. Fluidseng-reaktoren er også utstyrt med en port nær bunnen av reaktoren for innføring av et fluidiserende medium som kan være damp, gass, fordampede væsker av en annen type enn vanndamp eller kombinasjoner derav. Strømmingen til fluidiseringsmediet i fluidseng-reaktoren fordeles på en måte som er hovedsakelig like over tverrsnittet til sengen ved hjelp av fordelingsinnretninger for lik fordeling av fluidiserings-mediet. Ved utløpet til hvert resonansrør er det anordnet et utløpsrom for å oppsamle gasser som strømmer ut av resonans-rørene. fast materiale; gasser og damper, heretter kalt "reaktor-produkter", slipper ut gjennom fluidseng-reaktoren gjennom en separat port. Reaktor-produktene entrer så en spesiell separerings-innretning så som en separator eller et filtrerkammer eller en annen egnet innretning for å separere faststoffer fra reaktor-produktene.

Driften til apparatet i henhold til oppfinnelsen involverer innføring av et brennstoff og en oksygeninneholdende gass inn i et brennkammer og forbrenning av en første del av brennstoffet som er innført i forbrenningskammeret under forhold som effektuerer pulsforbrenning og således produserer en varm gass-strøm som omfatter den gjenværende delen av brennstoffet som er innført i forbrenningskammeret, og pulsforbrenningen arbeider for å frembringe hastighetsoscillasjoner på i det minste en frekvens på omtrent 20 Hz, og akustisk dynamiske trykknivåer på i det minste omtrent 165 dB. Den varme gass-strømmen fra forbrenningskammeret blir så ført inn i et innløp til en langstrakt resonans-sone avgrenset av en ledervegg som har et innløp ved den ene ende og et utløp ved den andre enden. Den gjenværende delen av brennstoffet i den varme gassaktige strømmen blir forbrent i resonans-sonen og derved fremstilles ytterligere varme i en forbrenningsprodukt-strøm. Varme blir overført^fra forbrenningsproduktstrømmen gjennom lederveggen som omgir resonans-sonen inn i en seng av faste partikler avgrenset i en reaksjonssone. En fluidiserende væskedamp eller gass blir injisert inn i og gjennom reaksjonssonen via en port ved en hastighet som er nødvendig for å opprettholde de faste partiklene i en agitert tilstand. De faste partiklene i reaksjonssonen blir oppvarmet ved varmeoverføring fra forbrennings-produktstrømmen i resonans-sonen uten direkte kontakt mellom forbrenningsproduktstrømmen og partiklene, slik at totalhastigheten til varmeoverføringen fra forbrennings-produktstrømmen til partiklene er i det minste dobbelt så høy som hastigheten som kunne vært oppnådd i fravær av pulsforbrenningen.

Et reaksjonsmateriale blir innført i reaksjonssonen gjennom en eller flere porter og blandes med de oppvarmede faste partiklene og fluidiseringsmediet til sengen, og gjennomgår således en endotermisk reaksjon eller fysisk endring i sengen og blir behandlet for å gir nyttbare produkter. Det intense akustiske feltet som utstråles inn i sengen av de faste partiklene i reaksjonssonen, fra resonansrørene, øker blandingen i sengen og reaksjonsmaterialet som tilmåtes og øker hastigheten til partikkel-gass- og partikkel-til-dampmassetransporten og reaksjonene i sengen, og derved overkommes reaksjons-diffusjonsbegrensninger, og økningen i effektiviteten til reaksjons-kinetikken resulterer i høye prosessgjennomløps-hastigheter.

Pulseringer i strømmen av forbrenningsgasser gjennom resonansrørene medfører kraftig masseoverføring innenfor grensefilmsengen ved grensesnittet mellom de varme forbrenningsgassene og den indre lederveggen, og derved elimineres en vesentlig årsak til varmeoverførings-motstand. Varmeoverførings-hastigheten mellom den ytre veggen til resonansrørene og materialet i reaksjonssonen (fluidsengen) er vanligvis høy. Det indikerte oppvarmede systemet til denne oppfinnelsen har en varmeoverføringskoeffisient som er høyere med en faktor på omtrent 2 til omtrent 10 fanger varmeover-føringskoeffisientene til konvensjonelle systemer. Som en følge av dette er størrelsen og antallet resonansvarme-overføringsrør til denne oppfinnelse relativt sammenlignet med størrelsen og antallet varmevekslere i i konvensjonelle indirekte oppvarmede brennrør-systemer.

Brennkammeret er også kompakt på grunn av effektiv forbrenning og høy volummessig varmefrigjøringshastighet. Pulsbrennkammeret til apparatet i henhold til denne oppfinnelse har en varmefrigjøringshastighet på 41,lxl0<5> til 62.1xl0<6> W/m± eller høyere, som kan sammenlignes med varmefrigjørings-hastigheten på 41,4xl0<4> til 41,4xl0<5> W/m± for konvensjonelle brennkammere. I den foretrukne utførelse av denne oppfinnelse har pulsbrenn-kammeret en aerodynamisk ventil for selvregulering av brennstoff til luftforholdet innenfor brennkammerets brennområde og produserer varme med 41,4xl0<6> W/m±, og en forbrenningsproduktgass-temperatur på omtrent 1922 K, gasshastighet i resonansrøret på i det minste 91 m/s med oscillasjoner på i det minste 165 dB, og i det minste 20 Hz, og utstråler et akustisk trykknivå på i det minste 140 til 150 dB (målt i reaksjonssonen). Som et resultat av det intense akustiske feltet, finner mange reaksjoner sted i reaktoren i henhold til oppfinnelsen i reaksjonssone-temperaturer på 56 til 111 K lavere enn i konvensjonelle systemer.

Denne oppfinnelse anvender også pulsforbrenning på fordelaktig måte for å oppnå fullstendig forbrenning av tungt brennbare brennstoffer, innbefattende for eksempel kull og forkullet biomasse. Det fluktuerende strømningsfeltet bringer forbrenningsproduktene til å feies bort fra brenningen, ikke gassaktig brennstoff, og gir således tilgang til oksygen. Diffusjonsbegrensninger i pulsebrennkammeret og resonansrøret unngås i hovedsak hvilket reduserer behovet for overskudds-

luft.

Et bredt område av reaktorer og sjiktmaterialer kan anvendes i oppfinnelsen. I de foretrukne utførelser av denne oppfinnelse anvendes en fluidisert sjiktreaktor eller en medførings-sjiktreaktor. Reaktoren i henhold til denne oppfinnelse kan anvendes for oppvarming av en rekke varianter av uorganiske eller organiske materialer, innbefattende for eksempel^sand, kullaske, salter, organiske oppløsninger, spilloljer, farlig avfall, kull, biomasse, tjæresand, oljeskifer, fast avfall og slam så som kloakkslam og lut og forskjellige faste katalysatorer.

Oppfinnelsen skal nå beskrives under henvisning til tegningene, der

Fig. 1 viser det indirekte oppvarmede termokjemiske

reaktor-apparatet i henhold til oppfinnelsen.

Fig. 2 viser en temperatur-profil langs lengden av varmevekslings-resonansrørene til oppfinnelsen sammenlignet med temperatur-profilen til konvensjonelle brennrør uten pulsforbrenning. Fig. 3 viser den foretrukne U-rør resonansrørutformingen til den integrerte puls-forbrenner fluidseng-termokjemiske reaktoren i henhold til oppfinnelsen. Fig. 4 viser elementene til pulsforbrenneren anvendt til indirekte oppvarming av fluidseng-reaktoren i henhold til oppfinnelsen. Fig. 5 viser et lutgjenvinningsapparat til belysning av

oppfinnelsen.

Fig. 6 viser et flytskjema for en lutgjenvinnings-prosess til belysning av oppfinnelsen.

Det skal nå refereres detaljert til det for tiden foretrukne utførelser av oppfinnelsen som sammen med de følgende eksempler tjener til å forklare prinsippene som oppfinnelsen bygger på.

Med henvisning til figur 1 innbefatter det termokjemiske apparatet en fluidsengreaktor 1 som er indirekte oppvarmet ved hjelp av en pulsbrenner 2 som har et brennkammer 3, en aerodynamisk ventil 4, og et enkelt eller flere langstrakte ledere 5, og som avgrenser en resonans-sone og har et innløp ved brennkammeret i den ene enden av dette og et utløp ved denne andre enden.

Fluidsengreaktoren 1 er utstyrt med en eller flere materialinnførings-porter 6 og blir scassert med massive eller faste partikler omfattende et egnet sengemateriale 7 som kan være inert eller av katalysator natur som tilveiebringer katalytisk økning av reaksjonene i sengen. Fluidsengreaktoren er også utstyrt med en port 8 nær bunnen av reaktoren for innføring av et fluidiserende medium som kan være damp, gass, fordampede væsker av en annen type enn damp eller en kombinasjon av disse. Strømningen til det fluidiserende medium i fluidseng-reaktoren blir fordelt på en måte som er hovedsakelig lik over tverrsnittet av sengen ved hjelp av fordelings-innretning 9, som på figuren er angitt som en fordeler-plate, men som også kan være et antall munnstykker eller rør som har utmålingshull for lik fordeling av det fluidiserende medium.

Ved utløpet til hvert resonansløp er det anordnet et utløpsrom 10 for å oppsamle gasser som slipper ut av resonans-rørene. Reaktor-produkter tas ut av fluidseng-reaktoren gjennom en separat port 11. Reaktor-produktene entrer så en spesiell partikkelfraskillingsinnretning 12, angitt på figur 1 som en separator, men som også kan være et filterkammer eller en annen egnet innretning for å skille faststoffene fra reaktor-produktene.

Driften til apparatet som er vist på figur 1 involverer innføring av et brennstoff og oksygeninneholdende gass inn i brennkammeret 3 og forbrenne en første del av brennstoffet som er innført i brennkammeret 3 under tilstander som effektuerer pulsforbrenning og således frembringer en varm gassaktig strøm som omfatter en gjenværende del av brennstoffet som er innført i brennkammeret 3, og pulsforbrenningen arbeider slik at det frembringes hastighetsoscillasjoner på i det minste 20 Hz, og dynamiske akustiske trykknivåer på i det minste omtrent 65 dB i brennkammeret. Den varme gassaktige strømmen fra brennkammeret blir så ført ut i et innløp til en langstrakt resonanssone avgrenset av en ledervegg osm har et innløp i den ene enden og et utløp i den andre enden. Den gjenværende delen i brennstoffet i den varme gassaktige strømmen blir forbrent i resonans-sonen og derved fremstilles ytterligere varme og en brennprodukt-strøm. Varme blir overført fra brennprodukt-strømmen gjennom ledermaterialet som omgir resonans-sonen inn i en seng av massive partikler 7 som er avgrenset i en reaksjonssone. En fluidiserende væskedamp eller gass blir injisert inn i og gjennom reaksjons-sonen gjennom en port 8 med en hastighet som arbeider for å opprettholde de faste partiklene i en agitert tilstand. De faste partiklene i reaksjonssonen blir således oppvarmet av varmeoverføringen fra brennprodukt-strømmen i resonans-sonen slik at total-hastigheten til varmeoverføringen fra brennprodukt-strømmen til de faste partiklene er i det minste dobbelt så høy som det som kunne oppnås i fraværet av pulsforbrenning.

Et reaksjonsmateriale blir innført i reaksjonssonen gjennom en eller flere porter 6 og blir blandet med de oppvarmede faste partiklene til sengen og det fluidiserende medium og gjennomgår så en endotermisk reaksjon eller en fysisk endring i sengen og blir omformet til nyttbare produkter. Det intense akustiske feltet som stråles inn i sengen av faste partikler 7 i reaksjonssonen fra resonans-rørene 5 bedrer blandingen av sengen og reaksjonsmaterialet som mates til denne og øker hastighetene til massetransporten og reaksjoner i sengen hvilket resulterer i høyere prosess-gjennomløpshastigheter.

Reaktoren i denne oppfinnelsen er fortrinnsvis laget av karbonstål som er belagt med ildfast materiale, men den kan også være laget av en høytemperatur-legering som er i stand til å motstå temperaturer på opptil 1255K og ved trykk på opptil 12 atmosfærer (IO<5> Pa). I tilfellet med høytrykksdrift er reaktoren fortrinnsvis utformet sylindrisk. Med henvisning til figur 5 kan reaktordiameteren eller bredden 22 variere fra mindre enn 0,3 m til større enn omtrent 3 m. Reaktorhøyden 23 kan variere fra mindre enn 1,5 m til større enn 15 m. Høyde til diameter eller breddeforholdet til reaktoren holdes fortrinnsvis i området fra 1 til 10. Reaktoren arbeider ved et trykk som går fra nær atmosfæretrykket til 12 atmosfærer (10<5 >Pa til l,2xl0<6> Pa) og arbeidstemperaturen ligger i området fra 783 til 1255 K i avhengighet av typen råvare-materiale og de ønskede produkter.

I denne oppfinnelse kan et bredt område av reaktorer og sengematerialer anvendes. Et fastseng-materiale kan opptre både som en varmemottaker og katalysator for den ønskede reaksjonen. Anvendelsen av en bestemt type reaktorseng avhenger av det reagerende materialet, prosessen som utføres, og de ønskede produkter. Sengematerialet kan være et uorganisk materiale, innbefattende for eksempel sand, aske eller metallsalt, eller et karbonholdig materiale, innbefattende for eksempel kull, forkullet kull, petroleumkoks, biomasse, oljeskifer, brukte oljeskifer, en blanding av uorganisk materiale og karbonholdig materiale eller blanding av sengemateriale og råstoff-materiale for omforming, så som biomasse, eller råvare-materialslam så som kullvann-slam eller lut. Størrelsen på sengematerialet ligger fortrinnsvis i området fra 50 til 500 ^m.

Denne fluidiserende gassen, for eksempel damp blir injisert inn i og passerer gjennom sengematerialet med en overflate-hastighet på 0,3 til 3,0 m/s. Seng-materialet gjennomgår således fluorisering, d.v.s. at partiklene i seng-materialet gjennomgår blanding og opprettholdes i en kontinuerlig agitasjonstilstand. Tettheten til den fluidiserte sengen varierer med hastigheten og viskositeten til den fluidiserende gassen eller mediet og størrelse-fordelingen samt tetthet og form på seng-partiklene. Den fluidiserende gassen kan mates til reaktoren ved hjelp av en blåseinnretning, en kompressor eller en pumpe gjennom en gassfordelingsplate, munnstykker eller sprederør, fortrinnsvis med et trykk som er litt høyere enn det gjennomsnittlige reaktortrykket for å kompensere for trykkfall forårsaket av fordelingsinnretningen, seng-materialet og nedstrømsrør.

Med uttrykket agitert tilstand slik det brukes her, betyr tilstanden som de faste eller massive partikler er i når de er i en bevegende, fluidisert, eller medførende seng og luftbåren av en strømmende gass, eller i en slamseng. Med uttrykket agitert bevegelse slik det brukes her, betyr bevegelsen til de faste partiklene når de er i en agitert tilstand.

Etter at sengen av solide partikler inntar en lik fluidisert tilstand i reaktoren blir luft og brennstoff matet til pulsbrenneren. Brennstoffet kan være en væske, gass, faststoff eller en blanding av disse. Fortrinnsvis bruker et flytende brennstoff så som tung fyringsolje, eller et gassbrennstoff så som naturgass, eller en syntetisk gass; men et fast brennstoff, for eksempel kull, forkullet kull, biomasse eller forkullet biomasse kan imidlertid også anvendes. Ettersom brennstoff entrer pulsbrenneren blir forbrenningen initiert av en gnist eller en gassavfyrt tenner.

Reaksjonsproduktene og en del av den fluidiserende massen forlater reaktoren gjennom en ledning ved toppen av reaktoren. Medførte faste partikler fra sengen og faste reaksjonsprodukter, hvis det er noen, kan adskilles i en separator og blir sendt tilbake i reaktoren. En del av den gassaktige strømmen av reaksjonsprodukter og fludiseringsgass, som nå er fritt fra medførte faste stoffer, blir fortrinnsvis resirkulert til reaktoren for fluidiseringsformål. Dersom produktgassen inneholder en konvenserbar komponent, blir fortrinnsvis i det minste en del avkjølt for å kondensere kondenserbare komponenter som så blir overført til en produktgjenvinnings-sone.

Som vist på figur 4, består pulsbrenneren hovedsakelig av tre komponenter; 1) innløpsventiler 59 for luft, fortrinnsvis areodynamiske ventiler snarere enn mekaniske eller klaff-ventiler, 2) et brennkammer 60 som har en brennstoff-innsprøyter 61, og 3) ett eller flere enderør eller resonansrør 62. Brennstoff og luft entrer brennkammeret og en tenningskilde avfyrer blandingen. Den jevne økning i volum som forårsakes av den hurtige temperaturøkning og utvikling av forbrenningsprodukter setter kammeret under trykk. Ettersom den varme gassen ekspanderes vil den areodynamiske ventilen virke som en fluiddiode og tillater en foretrukket strømning i retningen mot resonans-røret.

Adskillige forskjellige typer pulsbrennere anvendes i apparatet og fremgangsmåten til den foreliggende oppfinnelse, innbefattende Helmoltz, Schmidt og Rijke rør. Helmholtz type-brennkammer foretrekkes på grunn av deres utmerkede forbrenningsytelse og den høyst resonanse naturen til Helmholtz-utformingen, som har en tendens til å gi de høyeste trykk-fluktuasjoner pr. Btu/t ved brenning i gitte brennkammervolum. Det resulterende høye nivå av strømnings-oscillasjoner bedrer forbrenningen på effektiv måte og gir et nivå av trykk-kraft som er nyttig for å overkomme trykkfall i varmevekslings- og andre nedstrøms askefjerningssubsystemer.

I det minste to typer luftinnløps-ventiler kan anvendes.

Selv om mekaniske ventiler gir noe høyere skivetrykk er påliteligheten til disse ventilene vanligvis lav, og dette gjelder spesielt ved fastbrennsstoff-anvendelser. Forbrenning av faste brennstoffer har større sannsynlighet for å resultere i askeavsett som ødelegger ventilsetene i mekaniske systemer. Erosjon, korrosjon og metalltretthet begrenser videre anvendelsen av mekaniske ventiler. Aerodynamiske ventiler som ikke har noen bevegelige deler foretrekkes derfor for deres høye pålitelighet og lite vedlikehold.

Den intrinsikke støkiometrien til pulsbrenneren kan gjøres fast ved utformingen av fagkyndige på området på bakgrunn av det som er beskrevet her og den vil være relativt konstant over et bredt område av brennhastigheter. Ved den nedre enden av dette brennområdet er brenninduserte trykk-fluktuasjoner i kammeret lavest. Derfor er mengden av luftinntak indusert av fluid-dioden (den aerodynamiske ventilen) som respons på dynamiske trykk-fluktuasjoner i brennkammeret lavest. Når brennstoffmate-hastigheten blir øket, økes amplituden til trykk-fluktuasjonene i brennkammeret på grunn av økningen i varmeutslipp som er ansvarlig for eksitasjonen av det dynamiske brennerinduserte trykket. Dette vil i sin tur medføre mer luftinntak gjennom den aerodynamiske ventilen. Brennerens arbeids-støkiometri blir derfor automatisk opprettholdt over et område av brenning uten behovet for aktiv kontroll og koordinering av brennluften og brennstof fmasse-strømningshastighet.

Den primære funksjonen til den aerodynamiske ventilen er å virke som en fluiddiode (en vanlig elektrisk diode slipper bare gjennom strøm én vei) som anvender trykkfluktuasjoner i brennkammeret for å indusere inntak av forbrenningsluften. To parametere dominerer utformingen av en aerodynamisk ventil, d.v.s. den minimale motstand for luftinntaket og fluid-diodisiteten til ventilen. Den sistnevnte parameter er et ikke-dimensjonert forhold mellom motstanden mot strømning ut av kammeret og motstanden mot strømning inn i kammeret (inntak). Generelt gjelder at dess høyere fluid-diodisiteten til den aerodynamiske ventilen er dess mer luft pr Btu/t av brennstoffbrenning blir indusert av inntaket. En brenner som normalt arbeider med mye overskuddsluft, vil derfor, ved anvendelse av en ventil med høy minimal motstand mot luftinntak (mindre minimums strupediameter) arbeide ved lavere luftstøkiometri ved å strupe luftinntaket i innløpet. Med en fast dempeinnstilling i innløpet kan brennkammerets brennhastighet varieres med den induserte støkiometrien som er igjen og som hovedsakelig er konstant over et brennområde.

Det er også mulig å redusere den laveste brennhastigheten til et brennkammer ved å redusere både den aerodynamiske ventilen og resonans-rørets minimale diameter. Dette bedrer også oppstart-egenskapene til brennkammeret. Med dette utformingsvalg kan nedskruingsforholdet være større enn 8 til 1. Dette kan imidlertid kreve en luftinnløps-vifte dersom trykkfallet nedstrøms i systemet krever dette. Ikke desto mindre er luftinntaket (massestrømningshastighet) avhengig av brennhastigheten siden selvdrive og skyvetrykk-fordelingen til pulsbrenner-enheten er i virkning. Denne systemutforming har av to grunner en tendens til å øke den maksimale brenn-intensiteten som kan oppnås. For det første vil det med den høyere strømningsmotstand ved begge endene av kammeret bli oppnådd høyere dynamisk trykk-amplitude. For det andre vil tilstedeværelsen av en luftvifte i luftinntaket gi en tendens til å tillate "superladning" av brenneren til høyere brennhastigheter enn det som kan oppnås under atmosfæriske luftmotstander.

Trykk-fluktuasjoner ligger vanligvis i området fra 13,8 til 34,5 kPa, topp til topp. Disse fluktuasjoner er hovedsakelig sinusformede og ved frekvenser som er karakteristisk for Helmholtz/kvartbølge grunnmodus til brenneren. Disse trykkfluktuasjonsnivåer er i størrelsesorden 165 til 190 dB i lydtrykknivå. Lydintensitet målt inntil resonansrørveggen er i området 140 til 150 dB. Det akustiske feltfrekvens-området avhenger primært av brennkammer-utformingen og er bare begrenset av brennstoffets brennbarhets-karakteristika. Generelt vil geometrien til resonans-røret, (diameter, lengde, enkelt eller flere rør, etc) og volumforholdet mellom resonansrøret og brennkammer påvirke frekvensen til det frembrakte akustiske feltet. Oscillasjons-frekvensen er gitt ved:

hvor

C = lydhastigheten

Vc = volum til brennkammeret

Lt = lengden til enderøret

Vt = er volumet til enderøret

Generelt vil det for høyere frekvenser være nødvendig med kortere pulsbrennere.

Geometrien til brennkammeret kan velges slik at den påvirker delen av brennstoffet som brenner og som bidrar til å indusere trykk-oscillasjonene, og delen som blir brent nedstrøms fra det dynamiske trykktoppområdet under innvirkningen av de induserte oscillerende strømnings-forhold. Brennhastigheten i brennkammeret domineres av virvler som blir sluppet fra overgangen i tverrsnittsarealet til kammeret. I resonansrøret domineres imidlertid brennhastigheten av den aksiale oscillerende strømnings-hastighetskomponenten som har en tendens til å øke monotont fra resonansrør-innløpet til utløpet.

Forbrenningsprosessen i resonansrøret er høyest ansvarlig for å fullføre brenningen av forkullet masse frembrakt av større partikler som blir fordampet og delvis brent oppstrøms i kammeret. Økningen i oscillasjons-hastigheten langs resonans-røret opprettholder en høy hastighet av brenning av forkullet masse siden massepartiklene i større grad blir ført med og siden 02 deltrykket minsker. I stabile strømningsbrennsystemer er den relative bevegelse mellom gassene og faststoffene avhengig av virvler, turbulens etc, og disse strømningsfelter har tendens til å dempes nedstrøms for flammen i området hvor det er mest behov for dem.

I tilfellet med det konvensjonelle brennkammer og konvensjonelle brennrør blir i hovedsak alt brennstoffet forbrent i det konvensjonelle brennkammeret og varmen fra forbrenningen blir avgitt til røyk-gassen. Således vil forbrennings-varmen bli ført av den varme røykgassen i form av sensibel varme. Varme blir så overført fra den varme røykgassen gjennom brennrørveggene til reaktormaterialet over lengden av brennrøret og bringer røykgasstemperaturen til jevnt å avta som vist på figur 2 for det konvensjonelle brennkammer og brennrør-tilfellet. Varmeoverføringen er hovedsakelig stråling nær innløpet til brennrøret hvor røykgass-temperaturen er tilstrekkelig høyere enn brennrørveggen og reaktor-temperaturen. Ytterligere nedstrøms i brannrøret vil ettersom røykgass-temperaturen blir lavere varmeoverføringen blir mer og mer dominerende konvektiv som vist på figur 2. Endringshastigheten i røykgass-temperaturen for tilfellet med det konvensjonelle brennrøret er proporsjonal med den lokale varmeoverføringsfluksen i en gitt avstand langs rørlengden. Som vist på figur 2, er denne endringshastighet jevnt minskende ettersom temperatur-differansen mellom røykgassen og reaktor-temperaturen minsker. Videre vil nær utløpet til brennrøret, ettersom røykgass-temperaturen er lav og gass-hastigheten er saktere, den konvektive varmeoverførings-koef-fisienten mellom røykgassen og brennrørets indre vegg blir lavere, og således vil varmefluksen som er en funksjon av både temperatur-differansen mellom røykgassen og sengtemperaturen og varmeoverførings-koeffisienten, blir enda lavere.

I tilfellet med pulsbrennkammeret, hvor brennrørene er resonansrørene til pulsbrennkammeret, vil bare en del av brennstoffet blir forbrent i brennkammeret, spesielt dersom lavgraderte, fate brennstoff blir anvendt, og således vil temperaturen til forbrenningsproduktene ved innløpet til resonansrøret være generelt lavere, som vist på figur 2. Dette tillater anvendelsen av mindre kostbare materialer til resonans-røret sammenlignet med materialet som er nødvendig for å tåle høyere røykgass-innløpstemperaturer i tilfellet med det konvensjonelle brennrør.

Hastigheten som temperaturen i røykgassen faller med langs resonansrøret er også lavere enn ved tilfellet med et konvensjonelt brennrør, som vist på figur 2. Dette skyldes den fortsatte forbrenning og således varmeutslippet i rørseksjonen nær innløpet. Dette kompromiserer ikke med den sluttelige brennstoff-omformingseffektiviteten i pulsbrennkammeret på grunn av den kraftige blanding forårsaket av brennkammerinduserte strømnings-oscillasjoner som finner sted i resonans-rørene til pulserende brennkammere som fullfører forbrenningen i rørene. Den sakte minsking i røykgass-temperaturen i dette området, angitt som fortsatt varmeutslipp på figur 2, sørger for høy varmefluks og varmeoverføring i området med netto vinning i forhold til konvensjonelle brennrør-systemer hvilket generelt skyldes høyere midlere temperatur-differanser mellom røykgass-temperaturen og reaktor-temperaturen i dette området og den dominerende høyere strålevarme-overføringskomponent som er til stede.

Forbi det fortsatte brennkammerområdet vil røyk eller brenngass-temperaturen i resonansrøret avta monotont. Ikke desto mindre vil i tilfellet med resonansrøret til et pulsbrennkammer den dominerende konvektive varmeoverføring i balansen til rørlengden være høyere enn det som ville være

tilfellet i et konvensjonelt brannrør.

Røyk eller brenngass-strømningen i resonans-røret har to hastighets-komponenter. Den ene er den midlere strømnings-hastigheten og den andre er en oscillasjons-komponent som øker monotont i amplitude fra resonansrør-innløpet til utløpet. Den midlere hastigheten til røykgassen i resonansrøret til pulsbrennerne som anvendes i denne oppfinnelse, er generelt høyere enn de som kan finnes i konvensjonelle brannrør. Dette skyldes primært den forbrenningsinduserte trykkskyv som utvikler seg i brennkammeret til disse pulsbrennerne. Dette trykkskyv, eller en midlere trykkforhøyning, utvikles som et resultat av det oscillerende trykket i forbrenningskammeret til en pulsbrenner og den fluidaktige diodisiteten til den aerodynamiske ventilen. Skyvetrykket i kammeret kan utvikle røyk eller brenngass-hastigheter i størrelsen på i det minste 305 m/s uten behov for påtrykt forbrenningsluft eller innførte trekkvifter. Den høyere midlere strømnings-hastigheten i resonansrøret vil i sin tur være grunnlag for høyere film-hastigheter og således høyere varmeoverførings-koeffisienter mellom røykgassen og den indre veggen til resonansrørene.

I tillegg vil den oscillerende strømningshastighets-komponenten, som øker monotont i amplitude fra resonansrør-innløpet til utløpet, ytterligere bedre den konvektive varme-overføringen mellom røykgassen og den indre veggen til resonansrøret. Ettersom temperaturen til røykgassen faller monotont over det fortsatte forbrennings- og varmeutslipp-området i resonansrøret, øket varmeoverførings-koeffisienten som skyldes den monotont økende amplitude til den oscillerende strømningshastighets-komponenten. Dette øker varmefluksen i dette området med røykgass-utslippstemperaturer lavere enn det som oppnås med konvensjonelle brannrør med den samme størrelsen. Den lavere røykgass-temperaturen til røyken som slipper ut av resonansrørene bedrer systemets termiske effektivitet siden mer varme ble trukket ut av røykgassen og blir overført til reaktor-sengen for å understøtte de endotermiske reaksjonene som finner sted i sengen. Utformingen av resonansrøret kan i prinsippet involvere komplekse generatorer, men dette er ikke nødvendig, d.v.s. at en rett linje-generator som danner et rørformet eller en konisk seksjon er ganske praktisk. Denne frihetsgrad tillater styring av gassutløps-hastigheten og totalvolumet til resonansrøret for en gitt lengde. Volumet til resonansrøret påvirket på motstandstiden som er tilgjengelig for å fullføre brenningen av forkullet masse som er fremstilt av større partikler såvel som resonans-frekvensen til enheten. I denne oppfinnelsen fortsetter strålingsvarmeoverføring over en lengre lengde av brannrøret når det anvendes faste brennstoffer siden de brennende brennstoff-partiklene fortsetter å tilveiebringe høyluminositets-brennpunkter ettersom de strømmer og brenner i resonansrøret.

Det er forskjellige utforminger som er egnet for varme-overf ørings-rørene i samsvar med den foreliggende oppfinnelse, innbefattende et enkelt rett rør, flere rør, U-rør, spiralrør, og dekkede eller skjermede rør. Størrelsen, formen og antall av resonansrørene avhenger av varmeoverførings-profilen som er nødvendig og reaktor-størrelsen. I en utførelse blir forbrenningsproduktene tatt ut gjennom to separate resonansrør som er innført i reaktoren. Etter varmeutveksling fra rørene til seng-materialet, kombineres røykgass-strømmene i et rom eller en manifold like utenfor reaktoren. I en foretrukket utførelse omfatter sengens varmeoverførings-overflate parallelle resonansrør 5 som har innløp i forbindelse med brennkammeret 3 og utløp i forbindelse med det felles rom 10.

1 en annen spesielt foretrukket utførelse, vist på figur 3, omfatter resonans-sonen et enkelt eller flere rør 13 som en U-formet bøyning nær toppen av fluidsengen 14 og hvor innløpet 15 og utløpet 16 til resonansrørene er nær bunnen 17 av reaktoren 18. I denne utførelse er brennkammeret 19 i forbindelse med innløpet til resonansrørene 15 og et utløpsrom 2 0 er anordnet i forbindelse med utløpet 16 til resonansrørene. Slike U-formede resonansrør er fordelaktig ved at de fjerner problemene som er forårsaket av termisk ekspansjon og spenninger, hvilket kan resultere i deling eller skille i rørkoplingene. I nok en utførelse plasserer forbrennings-gassene oppover gjennom en bunt av resonans-rør som har tre seksjoner. Forbrennings-gassene passerer først gjennom en rett rørformet buntseksjon, så en spiralformet rørbuntseksjon og til slutt gjennom en rett rørformet seksjon før de blir ført ut. Den buede rørformede bunten til dette arrangementet tilveiebringer en svært stor varmeoverførings-overflate, og foretrekkes derfor ved høytemperatur-anvendelser.

En del av resonansrøret kan være omgitt av en sylindrisk skjerm. Den skjermende delen kan variere i lengde, i avhengighet av sengtypen og råstoffmaterialet som skal benhandles, hvilket kan nødvendiggjøre at temperaturen til metallet som er i kontakt med sengen må holdes under en gitt temperatur, for eksempel for å unngå dannelse av en smelte.

En relativt stillestående gassfilm forblir avgrenset i det ringformede rommet mellom resonansrøret og skjermen, og derved opprettholdes den ytre overflaten til skjermen under den ønskede temperaturen. I tilfellet med lutgjenvinning er denne temperaturen under omtrent 1005K. Det ringformede rommet kan føre til at den gjennomsnittlige ytre overflate-temperaturen til skjermen er fra 167 til 222K lavere enn den gjennomsnittlige ytre overflate-temperaturen til det skjermede området til resonansrøret. Skjermen er nyttig for å forhindre uønskede fysiske eller kjemiske endringer i sengen eller råstoff-materialene som et resultat av den relativt høye ytre røroverflate-temperaturen nær innløpet til rørene.

Til nærmere belysning av oppfinnelsen omtales nå eksempler på lutgjenvinning, spesielt kraftlutgjenvinning og sulfitt-lutgjenvinning. Beskrivelsen her anvender tilfellet med kraftlut-gjenvinning som et eksempel siden denne prosessen omfatter mer sammensatt de relevante prosess-variabler.

Gjenvinning av lut

En utførelse av en lutreaktor 21 er vist på figur 5. Nær toppen av reaktoren er en produktgass og utløp 24 for medførte produkt-kjemikalier anordnet fra reaktorens firkantsone til fluidsengen. Rørene 25 til et antall modulære pulsbrenn-enheter som hver har en ytelse på omtrent 440 til 1465 kW brennhastighet, i avhengighet av størrelsen på reaktoren og dens gjennomløp, er nedsenket i fluidsengen. De foretrukne kapasiteter til slike reaktorer er 1, 2, 3, 6 og 10 tonn pr. time av lutfaststoff-behandling. Den foretrukne størrelse på en reaktor for å behandle 6 tonn lut pr. time ved nær atmosfæretrykk i reaktoren er omtrent 2,44 m bred, 1,5 m dyp og 5,4 m høy. Den foretrukne multippel resonansrør-pulsbrenndriften er i tandem med aerodynamisk ventilkopling til hver tandem-enhet 27 for ut av fase-drift, hvilket reduserer støyen til utsiden og øker trykk-oscillasjonene i de pulserende brennkamrene.

Reaktorene er også utstyrt med en innretning 28 for å sprøyte luten direkte på det fluidiserte sengematerialet. Det foretrukne fluidseng-materialet i denne utførelsen er natrium-karbonat (sodaaske) som har en partikkelstørrelsefordeling på 150 jum til 600 /Ltm, med en foretrukket midlere størrelse på omtrent 250 £im.

Reaktoren er også utstyrt med damp og resirkulert produktgass-injiseringsinnretning 29 for å fordele dampen og den resirkulerte gassen til å fluidisere sengen. Den foretrukne damp-temperaturen ved entringen av sengen er omtrent 867 til 922K og den foretrukne fluidiserings-hastigheten er 0,6 til 1,2 m/s.

Det refereres nå til figur 6 som viser et flytskjema for lutgjenvinnings-prosessen idet forgasseren er representert ved reaktoren 31. Her blir lut injisert i en fluidisert seng som fluidiseres med damp og en resirkulert del av produktgassen. Selv om det er ønskelig med en rimelig atomisert sprøytekvalitet, påvirker ikke sprøytemønsteret vesentlig forgassings-ytelsen. Luten som mates blir fortrinnsvis injisert inn i sengen gjennom et dampatomisert sprøytemunnstykke.

En analyse av representative biprodukter fra lut som er behandlet i en kommersiell mølle, er gitt i tabell 2. Siden råstoffet vanligvis består av 67 % svart lut faststoffer blir råstoffet oppvarmet i en dampkappe-agitert beholder. Matepumpen kan består av progressiv hulromspumpe, eller, mer fordelaktig, en positiv forskyvningsgir-pumpe. Luten holdes fortrinnsvis på omtrent 355K i lagerbeholderen. Mateledningen til injektoren bør være isolert og fortrinnsvis omfatte damp-indikator. Råstoff-injisering kan forenkles ved anvendelsen av en tilstrekkelig mate-ledning med damp-indikering og passende rensing av injektor-tuppen før svitsjing over til lut, og anvendelsen av en enkel gir-pumpe.

For lutanvendelser består sengfaststoffet av natrium-karbonat som er slutt-saltet tildannet ved forgassing av lut. Seng-fyIlingen kan bestå av flere typer kommersielle natrium-karbonater. Produkter som skiller seg i den midlere partikkel-størrelse kan kombineres for å tilveiebringe de ønskede fluidiserings-egenskaper.

For å kunne forhindre sengagglomerasjon eller sammen-koking bør lut mates inn i sengen med en start-temperatur ikke høyere enn 922K og fortrinnsvis på 811K. Ved denne temperaturen vil karbon-avsetningshastighetene være høyere enn forgassings-hastigheten. Sengmaterialet av sodaaske bør ha et restsjikt av karbon for å kunne forhindre sengsammenhopning. Når startsoda-asken inneholder et svært lavt karbonnivå, kan hele karbonsengen bli forgasset avd en fluidiserende damp før sengen når den ønskede start-temperaturen. Når karbonsengen forsvinner på grunn av forgassing, kan sodaaske smelte sammen som et resultat av urenheter, for eksempel NaCl og KCl. Et karbonsjikt på sodaaske-grandulatet kan opprettholdes for å forhindre slik askesammensmelting. Forgassing av forkullet masse på natrium-karbonatfaststoffene blir fortrinnsvis styrt av matehastigheten og temperaturen slik at sengen etablerer et likevekts-karbon på 0,5 til 10 %.

Reaktor-temperaturen holdes fortrinnsvis i området 894K til 977K for å sikre at smeltedannelse ikke finner sted. Produkt-kjemikalene kan så enkelt og sikkert fjernes fra sengen i en fast form. Lavere drifts-temperaturer reduserer dampvarme-tapene, bedrer den termiske effektiviteten og reduserer kostnadene til reaktorens konstruksjons-materiale. Men ikke desto mindre vil drift av sengen.ved temperaturer over 894K tillate økonomiske gjennomløp med minimalt karbon-forkastning. Det er essensielt at brennrørvegg-temperaturen kan holdes under temperaturen hvorved sengmaterialet mykner (1005K), for å kunne forhindre sengsammenhopning. Seng-temperaturen overvåkes fortrinnsvis på flere steder, og det samme gjøres med brennrør-veggen.

Sengen blir fortrinnsvis drevet ved nær atmosfærisk trykk og med overflate-fluidiseringshastighet på omtrent 1 m/s. Start-fluidisering kan oppnås ved å injisere nitrogengass idet dampen blir innført etter at sengen har inntatt en lik oppstart-temperatur. Den nedre grense for overflate-hastigheten er omtrent 0,03 m/s. Fluidiserings- og seng-temperatur blir stratifisert over lengden av reaktoren ved eller under en slik hastighet. Under normale drifts-tilstander er temperaturen til sengen lik over det hele.

Varme blir tilført fluidsengen 31 av resonansrørene 32 som er koplet direkte til pulsbrenn-kammeret. Røyk eller brenngassene fra brennkammeret, som slipper ut av reaktoren ved 977K til 1033K, blir sendt til et vann eller brennrør-kokekar 3 3 for varmegjenvinning. Produktgassen kan også forbrennes i slike kokere for å tilveiebringe en enkelt innretning for damp-generering. Ved å overføre varme indirekte kan produktgass med varmeverdier på omtrent 11 til 15xl0<6> J/m± genereres av 67 % lut. De foretrukne sengevarmere i denne utførelse er resonansrørene til et pulserende brennkammer, som beskrevet ovenfor; men dette er ikke vesentlig siden for eksempel riktig skjermede og styrte elektriske varmere, er teknisk egnet for å oppvarme sengen og kan være økonomiske i deler av verden hvor elektrisitets-kostnadene er uvanlig lave, for eksempel hvor man har vannkraft-generatorer. Et annet eksempel på en sengevarmer er anvendelsen av supervarmet damp som strømmer gjennom varme-vekslingsrør som er nedsenket i fluidsengen. I tilfellet med både den elektriske oppvarmingen og damprør-oppvarmingen i eksemplene som beskrevet ovenfor, er det ikke utstråling av et intenst akustisk felt fra varmerørene til reaksjonssonen, hvilket er fordelaktig for reaksjonshastigheten og seng-fluidiseringen.

Den foretrukne forgasser-reaktorutforming har formen som en rektangulær fluidisert seng med sideveggmonterte pulsbrennkammere som befinner seg i flere høyder og er forbundet med horisontalt monterte resonansrør. Denne utforming forenkler spreding av fluidiserings-damp og tillater enkelt vedlikehold av brennkammerne. Et typisk brennkammer består av to koplede pulsbrennkammere som drives ute av fase med hverandre for støyreduksjon. Den duale modulen vil ha en nominell brenn-kapasitet på omtrent 733 kW. Tre slike moduler vil være nødvendig for en ett tonn pr. time (lutfaststoffer) enhet, slik som vist på figur 5.

En strålingsskjerm er fortrinnsvis festet inntil posisjonen til rørene nærmest brennkammeret for å redusere rørvegg-temperaturen som er i kontakt med sengfaststoffene og forhindre deres mykning på grunn av kontakt med et høytemperatur uisolert metallrør. Produktgassen slipper ut av forgasseren og entrer separatoren 30 hvor medførte fine partikler blir fraskilt gass-strømmen. En del av produktgassen blir resirkulert til den fluidiserte sengen gjennom utstråleren 34. Hovedfluidet for utstråleren er damp som kan genereres internt i en avfallsvarmekoker 35. Balansen til produktgassen blir avkjølt i en kjeletype dampgenerator 35 og den blir videresendt til effekt-generering eller prosessbruk. Produktgassens varmeverdi varierer fra omkring 894 til 1490xl0<4> J/m± og den inneholder så mye som 65 volumprosent hydrogen, og den har derved en energi-tetthet som er flere ganger det som er oppnåbart med autotermiske systemer.

Bare en liten del av det innmatede karbon blir utvasket fra sengen. Dette karbon blir gjenvunnet på enkel måte ved oppløsning av de gjenvunne natriumkarbonat-faststoffer. Dette karbon kan gjeninnføres i sengen og bli summert i pulsbrenn-kammeret for å tilveiebringe endotermisk varme for reaktoren, eller det kan anvendes andre steder i møllen. Dersom det blir gjeninnført, er det fordelaktig å forblande dette med frisk lut for å bedre klebing av stoffet til sengfast-stoffene og redusere for tidlig utvasking fra sengen..

Utmatingssystemer for faststoffer til fluidseng-anvendelser er tilgjengelige og har dokumenterte og sikre ytelses-angivelser. Det er vanlig at reaktoren er utstyrt med en skruetype faststoff-tilbaketrekkingsventil 37 og faststoffene blir oppsamlet i regulære intervaller for å måle karboninnholdet som en funksjon av gjennomløpet for å kunne overvåke spesifiserte forgassings-hastigheter. Til tross for det faktum at både svovel og sulfat blir innført i sengen i form av lut, så vil sengsvovelet og sulfatnivåene minske eller holde seg konstant. Sulfid-inneholdet er neglisjerbart i sengen.

De uorganiske saltene som er inneholdt i faststoffene 37 som fjernes fra sengen og de separate materialene består primært av natriumkarbonat og inneholder også natriumsulfid, natriumsulfat, natriumklorid og restkarbon i mindre mengder. Disse materialer blir oppløst i en oppløsningstank 36 for å gjenvinne de uorganiske saltene for resirkulasjon til papirfabrikken. I tillegg blir karbonverdien gjenvunnet, for eksempel i en agitasjons-oppløsningstank 3 6 fulgt av et skivefilter (ikke vist) for karbongjenvinning. Man kan på enkel måte gjennomtrenge det porøse karbonskallet for effektivt å kunne oppløse inneholdte salter. Således er oppløsnings-effektiviteten omtrent 97,7 til 99,9 %.

Massen av svovelinnehold i lutråstoffet blir fordelaktig utsendt i form av hydrogensulfid. Disse arter kan gjenvinnes på enkel måte for å danne grønn lut via en enkel vaskeoperasjon. Den avkjølte prosess-gassen føres inn i en vaskesøyle hvor den resirkulerende vaskevæsken består av alkalisk natriumkarbonat som er dannet i oppløsningstanken 36. Prosess-gassen blir vasket for å danne grønn lut. Den rensede avsvovlede produktgassen som er frembrakt ved vaskingen kan anvendes som en brennstoffkilde for en koker, en gassturbin eller en annen enhet. Den grønne luten kan så sendes til den konvensjonelle kaustisiseringssløyfen til møllen, hvor kalk blir tilført for å utfelle karbonat og således danne natriumhydroksyd og natriumsulfid.

De primære svovel-reaksjonene som antas å finne sted i forgasseren innbefatter de følgende:

Reaksjonene (1) og (2) representerer termiske og dampforgassingstrinn som fører til fremstilling av gassarter med lav molekylvekt og hydrogensulfid. På grunn av den katalytiske naturen til de uorganiske saltene, vil dampforgassings-reaksjonene minske de organiske sulfidartene til svært lave nivåer. Reaksjon (3) viser karboniseringen av natriumsulfid i tilstedeværelsen av damp og karbondioksid. Denne reaksjon blir viktig når partialtrykket til dampen er høyt og temperaturen er relativt lave slik som er tilfellet i forgasseren. Reaksjon (4) representerer reduksjonen av natriumsulfat til natriumsulfid via reaksjonen med karbonmonoksyd. Reaksjon (5) representerer vann-gass skifte-likevekten som primært påvirker det relative forholdet mellom karbonmonoksyd og karbondioksid. Verken natriumsulfat eller natriumsulfid er stabil i forgasseromgivelsen. Nettoreaksjonen for sulfat er derfor:

Hydrogensulfidet blir så absorbert i en vannfase for å regenerere natriumsulfid. Natriumkarbonat-oppløsningen som er generert ved oppløsningen av sengefaststoffer gir en ideell oppløsning for å vaske produktgassen. Siden natriumkarbonat-oppløsningen som er dannet på denne måten er litt basisk, blir de sure hydrogensulfidartene absorbert som natriumbisulfid. Denne grønne lut blir så returnert til den konvensjonelle kaustisiserings-sløyfen. Ca. 82% av den totale svovelmengden som mates til reaktoren blir fjernet i gassfasen. Over 67 % av sulfatet som blir innmatet blir overført til en redusert form. For å si det på en annen måte vil bare 3 % av den totale svovelmengden som innmates være i en sulfat. Systemet i henhold til denne oppfinnelse er derfor i stand til å generere natriumsulfid med en svært høy omformings-effektivitet.

Tabell 1 angir en materialebalanse for ett tonn pr. time (lutfaststoffer) kapasitetsenhet basert på flytskjemaet. Åtti prosent av den totale svovelmengden antas å bli redusert til hydrogensulfid i produksgassen og 70 % av svovelinnholdet i den innmatede luten blir redusert. Hydrogensulfidet blir kvanititativt absorbert i vaskeprosessen. Karbonet som kastes med produkt-faststoffene er 5 % og blir gjenvunnet for reinjisering i forgasseren.

Tabell 3 angir en masse og energibalanse-oppsummering for 1 tonn pr. time - enheten. Balansen er basert på produksjon av brennstoffgass som forbrennes i en hjelpekoker. Som det sees vil brennstoffgass-eksporten utgjøre omtrent 2190 kw eller omtrent 72 % av netto energiproduktet. Utsendt eller eksportert dampproduksjon utgjør 710 kW eller 23 % av energiproduktet. Gjenvinnbart karbon utgjør balansen til energiproduktet. basert på det totale energiutløpet (produktet) i forhold til lutråstoffet som innmates, er systemets nettotermiske effektivitet omtrent 78,7 %. Dersom det bare ønskes dampeksport, kan dette utføres ved å forbrenne eksportbrennstoffet i brenngassens varmegjenvinningssystem. Dersom det anvendes en høyeffektiv koker, vil den netto termiske effekten for dampeksport-tilfellet være omtrent 67 %, hvilket effektivitet overskrider, eller kan sammenlignes med effektiviteten som er oppnåbar i stor skala Tomlinson-gjenvinningskokere, til tross for den lille størrelsen til lutforgassings- og gjenvinningssystemet omtalt her.

Enhetene kan utformes som modulære enheter med kapasiteter i området 1 til 10 tonn pr. time. Disse enheter kan være forflyttbart montert, de kan transporteres på lastebil eller jernbane og de krever et minimum av felt-monteringsutstyr. På denne måten fremkommer en spesielt fordelaktig anvendelse av lutforgassings- og gjenvinningssystemet ved den inkrementale kapasitets-økning i kraft eller sulfitt-tremasseprosessene.

Biomasserorgassing

Det refereres nå til apparatet som er vist på figur 1 hvor biomasse-forgasserreaktoren omfatter en indirekte oppvarmet fluidseng 7, hvor sand eller andre faste materialer er fluidisert ved hjelp av en fluidiseringsgass eller damp som blir injisert gjennom en fordelingsplate eller et antall injiserings-munnstykker 9 ved bunnen av sengen. Den sylindriske reaktoren har flere porthull 6 for valg av biomasse-injisering. Normal blir biomasse injisert i den laveste porten for å øke oppholdstiden. I tillegg til biomasse-injiseringsportene er det anordnet en sidegass-utløpsport 11 ved toppen av frikantdelen av sengen.

Pulsbrennkammeret blir avfyrt oppover med brennstoffet injisert inn i et brennkammer 3 under reaktoren. Pulsbrennkammeret i denne utformingen har 12 resonansrør som går ut fra brennkammeret (på skjemaet er det for enkelhetens skyld vist færre rør). Varmeoverførings-koeffisienten i biomasse-forgasseren er vanligvis i området fra 170 til 227 W/m<2>K, hvilket representerer et økt forhold hvor i det minste omtrent 50 % sammenlignet med jevne strømningsforhold som finnes i konvensjonelle brannrør-systemer. Varmeutslipps-hastigheten i pulsbrennkammer-systemet er imidlertid mye høyere enn ved konvensjonelle systemer. Derfor er varmeoverførings-hastigheten i praksis flere ganger høyere enn for konvensjonelle systemer.

Produktgass fra fluidsengen og røyk eller brenngass fra brennkammeret blir sendt gjennom separatorer for å oppfange forkullet masse og utvasket sengmateriale. Brenngassen fra pulsbrenn-kammeret kan så anvendes for superoppvarming av damp.

Komprimert luft blir matet av en kompressor for å starte opp pulsbrennkammeret. Luft blir injisert inn i brennkammeret før brennstoffet slippes inn og med brennkammerets tennplugg påskrudd. Brennstoff blir så innført og pulsbrenneren startet. Det foretrukne brennstoff for brenneren er biomasse og forkullet biomasse supplementert i en liten grad av produktgassen. Forbrenning av de faste partiklene til forkullet masse og biomasse blir utført i resonansrørene. Konvensjonelle brennere, som er utformet for å gi tilstrekkelig oppholdstid til å brenne den forkullede massen og biomassen nærmest fullstendig, øker de totale kapitalkostnadene betydelig på grunn av deres størrelse, trykkfallkrav (spesielt i tilfellet med fluidsenger), og den betydelige isolasjon som er nødvendig for å redusere varmetapene fra de store brennerne. Under anvendelse av bare produktgass for å underholde den endotermiske reaksjonsvarmen reduserer kapital-kostnadene for brenneren, men dette reduserer også utbyttet av netto-produktgass fra forgassings-fabrikken. Med anvendelse av pulsforbrenning kan biomasse og forkullet masse brennes direkte i brenneren med bare en liten del av produktgassen. Forkullet masse og biomasse blir således brent effektivt i den samme kompakte brenneren ved høye varmefrigjøringshastigheter (40-60 MW/m±). Dette øker også strålevarme-overføringen i resonansrørene på grunn av den lysende brenning av den forkullede massen til disse faste brennstoffer.

Ved bunnen av reaktoren hvor biomassen blir direkte injisert inn i sengen, er varmeoverføringen mellom sengmaterialet og materialet som behandles svært høy, hvilket er karakteristisk for fluidsenger.- Dette resulterer i svært høye hastigheter med devolatilisering (ikke flyktiggjøring) og pyrolyse. Dette resulterer i sin tur i dannelse av forkullet masse som er ekstremt porøs. Forbrenning av forkullet biomasse som har en høy porøsitetsgrad er enklere enn forbrenning av ikke-porøse forkullede partikler. Høye devolatiliseringshastigheter har også en tendens til å gi gass med høyere kvalitet, som forlater den forkullede massen og forplanter seg hurtig gjennom fluidsengen til reaktor-utløpet. Damp som blir brukt til å fluidisere sengen kan også reagere med de tungere arter og karbon i den forkullede massen for å frembringe lettere produkter. Alle disse prosessene er endotermiske og gir produkter med høyere kvalitet dersom de utføres med en høyere hastighet. Tilgjengeligheten til høyere hastigheter for varmeoverføring og det intense akustiske feltet som utstråles inn i reaksjonssonen understøtter slike høye reaksjons-hastigheter.

Komprimert luft kan også anvendes for å fluidisere sengen, heri innbefattet autotermisk drift under oppvarming med puls-brenneren i drift med full kapasitet. Dette hjelper til å bringe sengen hurtig opp til temperaturen. Biomasse kan mates inn i sengen når seng-temperaturen når omtrent 588K. generelt^er det ikke nødvendig å brenne biomasse i sengen siden varmeoverføringen i rørene er høy og at sengen kan bringes til drifts-temperatur på kort tid uten autotermisk fluidisering.

Når sengen når drifts-temperaturen (810 til 1032K, fortrinnsvis 421K), stoppes luftfluidisering og systemet blir omkoplet til damp. Damp tilveiebringes fra en koker og blir superoppvarmet av brenngassen før den sendes inn i fluid-sengen. Mateforholdet mellom damp og biomasse er forholdsvis i området 0,5 til 1,4. Dampoppholdstiden er fortrinnsvis 2 til 4 sekunder med en hastighet på 1 til 3 m/s.

Biomasse blir så innført med den ønskede matehastighet og systemet drives for forgassing. Biomassen blir matet under et teppe av lavt trykk til den ønskede mateporten og inn i fluid-sengen.

Trykkfluktuasjoner i pulsbrenneren er fortrinnsvis i området fra l,4xl0<4> til 3,4xl0<4> (topp til topp). Disse trykkfluktuasjonsnivåer er i størrelses-orden 165 til 190 dB i lydtrykknivå, hvilket resulterer i 14 0 til 155 dB i utstrålt lydtrykk utenfor resonansrørene. Det akustiske feltet som utstråles inn i fluidsengen øker både varme og masseoverføring i selve fluidsengen og reaksjons-hastigheten i forgasseren. Resultater fra biomasse-forgassingen indikerer at reaktoren gir høyere produktkvalitet og lavere tjære/forkullet masse-produksjonsnivåer enn det som oppnås av andre med reaktor-temperaturer som er 56 til 83 K høyere enn temperaturene til reaktoren og prosessen i henhold til oppfinnelsen. Det utstrålte akustiske feltet øker også sengfluidiserings-egenskapene og boblingen i sengen (vekst av gassbobler) blir i hovedsak eliminert. Dette påvirker art-gjennombrudd i sengen og bedrer reaksjons-hastigheten (damputnyttelse) og produktkvaliteten. Som et resultat av økte reaksjons-hastigheter gir prosessen svært høy karbonomforming til produktgass (97 %) lav produksjon av forkullet masse (mindre enn 3 %, og tilsynelatende ikke tjære (mindre enn 12 ppm i kondensatet). På grunn av den økte C2-produksjon er den totale varmeverdien til produktgassen høy (omtrent 20xl0<6> J/m± ved 921 K) til tross for relativt lav metankonsentrasjon. I tillegg er omtrent 0,20 % av det tørre produktet acetylen (omtrent 5 % av det produserte C2) .

Kinetikken for acetylen-danning er vanligvis ikke gunstig ved 921 K. I virkeligheten resulterer biomasseforgassings-prosessen i henhold til oppfinnelsen i dannelsen av mange høy-temperaturisomerer. Akustisk stimulering . i forgasseren er grunnen til de økte reaksjonshastigheter som forårsaker at slike høytemperatur-isomerer dannes ved moderate reaktor-temperaturer.

Dampreformerin<g> av tunge flytende hydrokarboner

I en annet eksempel som kan omtales i tilknytning til oppfinnelsen er en fluidseng-reaktor et første trinn i en totrinns dampreformerer for tunge flytende hydrokarboner, innbefattende for eksempel fyringsolje nr. 2, 4 og 6, bunkers C restbrennstoffer og kull-vann slambrennstoffer.

I dette tilfellet er det første trinnet en fluidseng-reformer og det andre trinnet en høytemperatur fastseng-dampref ormer er. Den fluidis€>rte sengeseksjonen anvender en kalsiumaluminat basert katalysator for å tilveiebringe aktiveringen av dampen og delreformering av brennstoffet. Fluidsengen fungerer således som en førstetrinns reformerer. Primærfunksjonen i dette trinnet er å øke aktiviteten til dampen og delvis reformere råvarene til lette hydrokarboner og hydrogen før mating inn i høytemperatur-fastsengreformereren. Fluidsengen omformer også massen av svovel i brennstoffet til H2S ved produksjon av tilstrSikkelig partialtrykk-hydrogen. Innføringen av det delvis reformerte brennstoffet til det andre trinnet i høytemperatur fastseng-reformeren styrer svovelforgiftningen av fastseng-katalysatoren.

I tillegg til å virke som en første trinns reformerer har fluidsengen to andre viktige funksjoner. Det første er å tilveiebringe en innretning for hurtig fordampning og pyrolyse av det tunge brennstoffet i fluidsengen. For å oppnå dette formålet blir brennstoffet atomisert og avsatt på den varme overflaten til fluidseng-materialet. Fluidsengen virker således som en varmeveksler med direkte kontakt. Hurtig fordampning og pyrolyse av brennstoffet blir realisert ved at det sikres at varmeoverføringen mellom katalysator-overflaten og brennstoffet blir tilveiebrakt ved kimkoking. Brennstoffer som er så tunge som bunkers C og nr. 6 fyringsolje er med hell blitt fordampet på en måte som samsvarer med prinsippene i denne oppfinnelse.

i tillegg til fordampningen av brennstoff har fluidsengen en annen viktig funksjon ved at den blander jevnt den aktiverte dampen med det fordampede brennstoffet. Superoppvarmet damp blir brukt som fluidiseringsmediet og jevn blanding mellom brennstoff-dampen og dampen oppnås hurtig.

Delvis reformert brennstoff blir så matet fra fluidsengen (første trinn reformerer) til en fast seng (andre trinn). Den faste sengen drives ved en høy temperatur, over omtrent 1170 K, og anvender svovel-tolerante katalysatorer som ikke inneholder nikkel (for å unngå svovel-forgiftning). Varme blir matet til den faste sengen av en varmeinnretning i sengen. I den foretrukne utførelse er varmeinnretningene resonansrør til en eller flere pulsbrennere. Den faste sengen består fortrinnsvis av en katalysatorpakket rørutforming.

En liten del av den hydrogenrike produktgassen fremstilt i det andre trinnet kan resirkuleres tilbake til fluidsengen for å tilveiebringe passende fluidisering av sengen såvel som ytterligere å redusere tendensen til karbondannelse og svovel-forgiftning.

Denne utførelse av oppfinnelsen oppviser flere grader av fleksibilitet som ikke er tilgjengelig i eksisterende reformerings-teknologi. Anvendelse av en fluidseng besørger hurtig fordampning av brennstoffet og hurtig blanding med damp. Fordampning av det flytende brennstoffet i direkte kontakt med varmeveksleren maksimaliserer varmefluks-overføringen inn i væsken og minimaliserer således fordampningstiden, og dermed potensialet for karbondannelse. Delvis reformering av brennstoffet før innføring i den faste seng-reformereren medfører at den unngår karbonfremstilling og likeledes unngår svovel-forgifting av det andre trinnets reformerings-katalysator.

Anvendelse av en totrinns reformerer gir en viktig grad av fleksibilitet ved reformering av tunge hydrokarbon-brennstoffer siden den øker kontrollen av karbonproduksjon og minimaliserer potensialet for svovel-forgifting på katalysator-overflaten. Anvendelse av en fluidseng i det første reformeringstrinnet tilveiebringer flere fordeler som knytter seg til brennstoff-fordampning, brennstoff/ dampblanding, og delvis reformering av tunge hydrokarboner til lette hydrokarboner. Fluidsengen tilveiebringer også fleksibilitet for å regenerere katalysatoren og forhindre utstrakt oppbygning av karbon.

Behandling av industrielt og kommunalt avfall.

I en annet eksempel beslektet med oppfinnelsen oppnås dampforgassing av energiinneholdende slamavfalls-strømmer av den typen som føres ut fra kommunale avfalls-behandlingsanlegg og industrielt biproduktavfall ved injiseringen av avfallet som slam direkte inn i den varme fluidiserte sengen gjennom en dertil egnet injiseringsport. Damp for forgassings-reaksjonen tilveiebringes av en koker og blir superoppvarmet av brenngassen fra resonansrørene.

Resultater av slamavfalls-forgassingen av fiberavfall-slam som inneholder plastmaterialer indikerer høye reaksjons-hastigheter på grunn av den høye hastigheten av varmeoverføring inn i fluid-sengen og den økte varme og masseoverførings-hastighet som induseres i fluidsengen ved tilstedeværelsen av det akustiske feltet. Produktresultatet bestod av en gass med middels energiinnhold med en varmeverdi større enn 15xl0<6> J/m±, og rikere på hydrogen med omtrent tre til fire ganger det som er oppnåelig med luftdrevne direkte forgassere.

Forgassing av kull og torv

Dampforgassing av kull og torv kan oppnås med injisering av materialet i slamform, eller tørr form, direkte inn i den varme sengen som er fluidisert av damp. Det kan anvendes katalysatorer som beskrevet for dampreformeringen av tunge flytende hydrokarboner for å aktivere dampen og øke dampreformeringen og forgassings-reaksjonene til den forkullede masse.

De foretrukne brennstoffer for dampforgassing er lawerdikull og laverdikull-blandinger. Lawerdi-kullet blir direkte injisert i en varm fluidseng av kalsiumaluminat og kalkstein som holdes på omtrent 1032 til 1144 K, og opptil 6,9xl0<5> Pa. Devolatiliseringen eller ikkeflyktiggjøringen av kull blir utført hurtig på grunn av den høye oppvarmingshastigheten og varmeoverføringen i fluidsengen. Hurtig devolatilisering resulterer i en svært porøs og reaktiv forkullet masse. Damp/masse-reaksjonen finner sted i nærvær av kalsiumaluminat og CaO og resulterer i dannelse av Co og H2. I avhengighet av partikkelstørrelses-fordelingen til brennstoffet og fluidiserings-hastigheten fortsetter massen å reagere med dampen inntil den er utvasket fra sengen. Den utvaskede forkullede massen blir utskilt, for eksempel i en separator. Fortrinnsvis blir tørre svovel-bærere, så som kalksten som har den passende partikkelstørrelses-fordelingen også injisert inn i sengen for å absorbere svovel. Nedslitingen av kalsium-aluminat-katalysatoren i sengen er svært lav og således er kostnadene som skyldes utvaskingstap av katalysatoren lave.

Faststoffene (forkullet masse) kalksten og noe katalysator-materiale som blir utskilt i separatoren, blir fortrinnsvis matet til pulsbrenneren sammen med noe produktgass for å tilveiebringe reaksjons-varmen til fluidseng-reaktoren. Størrelsen på kullet er valgt slik at omtrent 80 % av varmen som er nødvendig for forbrenningen er i de utvaskede forkullede massepartikler. Resten av varmen som er nødvendig oppnås ved hjelp av produktgassen som blir matet til pulsbrenneren sammen med utvasket forkullet masse, aske og kalksten. Kalkstenen i pulsbrenneren vil fortsette å absorbere svovel som frigjøres fra den forkullede massen. Utførelsen av oppfinnelsen oppnår 78 % svovel innfanging under brenning av kull med kalksten i en pulsbrenner med et 1,5 til 1 kalsium til svovel-forhold.

Mild forgassing av kull

I et annet beslektet eksempel blir kull pyrolisert i en mild forgassings-prosess for å fremstille nyttige brennstoff-gasser, væsker og faststoffer. I dette tilfelle blir reaksjonssonen fylt med forkullet kull. Kull som har høyt flyktig innhold, spesielt bakende kull, blir injisert i fluid-sengen og pyrolisert med en moderat temperatur på omtrent 921 K. Fluidsengen tilveiebringer svært hurtig oppvarming og devolatilisering og fremstiller en høyst porøs forkullet masse i sengen og produktgasser som innbefatter damper av flytende hydrokarboner. De flytende stoffene kan videre behandles i et raffineri for å fremstille nyttbare flytende brennstoffer. Produktgassene blir brukt til å fluidisere sengen ved resirkulasjon og tilveiebringer karbon-monooksyd og hydrogen til den milde forgassings-prosessen for å bedre væskenes produkt-kvalitet. En liten mengde damp blir også tilføyd fluidiseringsmediet for å bedre ytelsen. Den høyst porøse forkullede massen blir så solgt for anvendelse i kullfyrte kjeler. Denne utførelse av oppfinnelsen har derfor formålet å produsere syntetisk gass og flytende brennstoffer fra egnede kull-ressurser ved mild reaktor-tilstand og lave kapitalkostnader .

Krakking eller spalting av kjemikalier og produksjon

Tunge flytende hydrokarboner og damp kan injiseres i en fluidseng reaksjonssone under styrte forhold for å optimalisere produksjonen av kjemiske høyverdiprodukter, så som etylen, propylen og butylen. Det foretrukne temperatur-området i reaksjonssonen er 1143 til 1254 K. Det foretrukne trykkområdet er l,4xl0<5> til 2,lxl0<5> Pa. Den foretrukne fluidseng-faststoffstørrelse er 600 /xm.

I dette tilfelle blir flytende hydrokarbon-brennstoff atomisert direkte på de varme sengpartiklene som omfatter enten et inert substrat eller en syre-katalysator. Direkte kontakt mellom hydrokarbonbrennstoffet og de varme partiklene eller faststoffet resulterer i oppvarmingshastigheter som overskrider 1000000 K/sekund. Fagkyndige på området hydrokarbon-spalting for fremstilling av olefinaktige blandinger vil forstå at økte produkt-ytelser oppnås ved den høye oppvarmings-hastighet. Produktgasser fra reaktoren blir hurtig avkjølt for å forhindre sekundære koksdannelses-reaksjoner. De avkjølte produktgassene blir så separert ved hjelp av konvensjonelle destillasjons-innretninger for å gi verdifulle produkter så som etylen, propylen, butylen, hydrogen og brennstoff-gasser.

I den for tiden anvendte hydrokarbon-spaltingsteknologien blir hydrokarbon og vanndamp innført i en indirekte oppvarmet rørformet ovnreaktor. Varmeoverføring fra rørveggen til reaktantene er primært konvektiv. På grunn av de begrensede hastigheter med reaktantene er primært konvektiv. På grunn av de begrensede hastigheter ved konvektiv varmeoverføring som kan oppnås i en rørformet ovnreaktor, er hastigheten til reaktant-oppvarmingen også begrenset. Dette resulterer i mindre enn optimal ytelse av høyverdi-olefiniske komponenter.

I det her omtalte tilfellet blir hastigheten til reaktant-oppvarmingen ikke styrt av konvektiv varmeover-føringsmekanismer. I stedet gir direkte kontakt og ledning mellom de flytende hydrokarbon og de varme faststoffene ekstremt høye oppvarmings-hastigheter. Videre vil de varme faststoffene, som har en typisk diameter på 600 /im, representere et enormt overflateareal for kontaktvarmeoverføring. For eksempel er det tilgjengelige overflate-arealet for varmeoverføring i en rørformet ovnsreaktor bare 1 m<2> pr. kubikkmeter reaktorovn-volum, mens det tilgjengelige overflate-arealet i den foretrukne fluidseng-reaktoren er 5000 m<2> pr. kubikkmeter reaktorseng-volum.

Under hydrokarbon-spalteforhold som er nødvendig for å gi høye nivåer av olefiniske blandinger, er rørformede ovner utsatt for høye hastigheter av koksavsetning på de indre rørvegg-overflater. Dette begrenser ytterligere hastigheten av varmeoverføring og øker rørvegg-temperaturen. Av denne grunn blir det utført avkoksing av rørveggoverflaten i regelmessige intervaller. Avkoksing involverer at det avsatte karbonet reagerer med vanndamp eller luft. Bruken av vanndamp er ønskelig siden temperaturen i avkoksings-operasjonen styres mer enkelt enn ved luftavkoksing som er høyst eksotermisk. Dampavkoksing er imidlertid en saktere prosess som krever lengre perioder som anlegget er ute av drift. I den her omtalte fluidseng-utførelsen begrenser ikke koksavsetningen på de varme faststoffene varmeoverførings-hasten eller reaktansoppvarmingen. Enhver koks som danner seg på sengens varmeoverførings-overflate vil vaskes av virkningen av fluidseng-faststoffene. Problemet med koksdannelse er således mindre uttalt i den foretrukne utførelse sammenlignet med rørformede ovnsreaktorer. Dersom det er nødvendig med avkoksning i den foretrukne fluidseng-utførelsen, unngås også unødvendig overoppvarming på grunn av den rike temperatur-fordelingen som kjennetegner fluidsengen.

Gjenvinning av olje fra oljesskifer, tjæresand og andre olieførende mineraler

I et eksempel som er beslektet med oppfinnelsen kan gjenvinning av råolje fra oljeskifer, tjæresand og andre olje eller bitumen-inneholdende mineraler utføres kostnads-effektivt ved at det fremstilles store mengder av lette, kondenserbare hydro-karboner.

De foretrukne brennstoffer i denne utførelsen er oljeskifer og tjæresand. I denne utførelse blir oljeskifer som har passende størrelse matet inn i den termokjemiske reaktoren. Seng-materialet er forkullet masse fra tidligere retortet oljeskifer.

Små mengder av superoppvarmet vanndamp og resirkulert produktgass ble brukt for å fluidisere sengen. Den superoppvarmede dampen entrer sengen ved 1061 til 1088 K. Sengen holdes på en arbeidstemperatur på 810 til 866 K ved indirekte oppvarming av pulsbrenneren. Ettersom den superoppvarmede dampen entrer sengen vil den endotermiske reaksjonen mellom den forkullede massen og dampen finne sted. Dette resulterer i fremstilling av primært CO og hydrogen. Temperaturen til dampen blir hurtig redusert til seng-temperaturen på grunn av den endotermiske karbondamp-reaksjonen og den kraftige blandingen i fluidsengen. Puls-brenneren blir avfyrt med forkullet masse og noe av produktgassen. Forbrenningen innfører oscillasjoner som frembringer en turbulent strømning i resonansrørene. Dette øker varmeoverføringen fra resonansrørenes vegger til fluidsengen. Den totale varmeoverførings-koeffisienten er så høy som 283 W/m<2> K. Det intense akustiske feltet som utstråles fra resonansrørene inn i fluidsengen øker ytterligere både varme-og masse-overføringen i fluidseng-reaktoren, hvilket øker både ytelsen og H/C-forholdet i produktvæskene. Den høye varmeoverførings-hastigheten og det akustiske feltet som utstråles av pulsbrenner-resonansrørene resulterer i en hurtig devolatilisering og pyrolyse av oljeskifer-partiklene. Prosessen reduserer således kapitalkostnadene samtidig som det oppnås økt væskeprodukt-ytelse og kvalitet. Det indirekte oppvarmede kontinuerlige reaktorsystemet vil også gi en høyst porøs og reaktiv forkullet masse med lavt askeinnhold, og som er ideelt for forbrennings-anvendelser.

Hurtig oppvarming (ved hastigheter over 10000 K/sekund) og tilstedeværelsen av damp i den forkullede sengen genererer nasent eller begynnende hydrogen og CO inntil demolati-viseringen av oljeskifer-partiklene. Dette resulterer i dannelsen av reaktive pyrolysefragmenter eller frie radikaler som stabiliseres av nasent hydrogen så snart som de er dannet. Den hurtige devolatiliserings-hastigheten og tilgjengeligheten på stedet av hydrogen øker væskeutbyttet med mindre tendens til polymerisering. Ved å forhindre polymerisering er det mulig å generere store mengder av lett kondenserbare hydrokarboner.

De flyktige produktene (som består av kondenserbare og ikke-kondenserbare gasser) forlater reaktoren etter utskilling av den forkullede massen og andre bærere i en separator. I det felles systemer blir dampene avkjølt med resirkulasjonsolje eller hydrobehandlet resirkulasjonsolje. De ikke-kondenserbare gassene forlater avkjølings-vasketårnet for fjerning av syregasser. De avkjølte kondenserbare produktene vil innbefatte pyrolysevann og lette hydrogenoljer og tjære. En del blir avkjølt og resirkulert tilbake i avkjølevaskeren.

Det er således mulig å oppnå høye varme- og masse-overføringshastigheter i en velkontrollert, lavtemperatur (lavere enn 600°C) reaktor-omgivelse, korte oppholdstider, høye varmetider og en reaktiv dampatmosfære ved lave kapital og driftskostnader.

Indirekte tørking

Et reaktorapparat kan anvendes til indirekte tørking av materialer og faststoffer. Den indirekte oppvarmede fluid-sengen blir brukt til å tørke slamvellinger og fuktighets-innholdende faststoffer ved fordamping av fuktighetsinneholdet uten direkte kontakt med røyke eller brenngass. Den foretrukne bruk av denne utførelsen ligger ved tørking av høyst reaktive lavverdikull fremstilt i kull-fabrikker. Dette er for å unngå kontakt med overskudds-oksygen i brenngassen som finnes i direkte tørker, og som bringer produktet tørr kull til å bli kyroforisk. Denne indirekte tørkeprosessen er også nødvendig for å tørke i en kullfremstillings-fabrikk når det anvendes oppløsningsstoffer i foredlings-prosessen eller det er nødvendig med erstatning av oppløsningsmiddel. Prosessen er også nyttig ved termisk tørking av alle faststoffer som ikke skal utsettes direkte for brenngass eller varm luft i tørkeprosessen.

Eksempler

Eksempel 1

Natriumkarbonat ble fluidisert av en blanding av damp og røk eller brenngass fra en kjele og oppvarmet ved varmeoverføring fra et resonansrør under de følgende forhold: Starttemperatur til

Under stabile driftsforhold til pulsbrenneren og den fluidiserte sengen ble temperaturen til den fluidiserte sengen holdt på_922 K. I dette trinnet ble lut injisert inn i den fluoriserte sengen av natriumkarbonat. Luten gjennomgikk pyrolyse og forgassing hvilket gav faste, flytende og gass-produkter. Det faste produktet ble avsatt på det fluidiserte natriumkarbonatet og ble trukket ut av reaktoren. Den fordampede væske og gass-produktene ble uttatt av reaktoren og så avkjølt for å skille ut kondenserte væskeprodukter fra gassen. De følgende resultater ble oppnådd:

Analyse av lut, vektprosent

Analyse av lutfaststoffer vektprosent Oppnådde produkter, vektprosent av lutfaststoff

Analyse av produkt<g>ass, volumprosent

Eksempel 2

En blanding av sand og tre ble fluidisert av vanndamp og oppvarmet ved varmeoverføring fra et resonansrør under de følgende forhold:

Starttemperatur til sand og

Under stabil drift av pulsbrenneren og den fluidiserte sengen ble temperaturen til den fluidiserte sengen holdt på omtrent 866 K. Veden gjennomgikk pyrolyse og dampforgassing hvilket ga faste, flytende og gass-produkter. Reaksjonsproduktene ble tatt ut av reaktoren sammen med overskudds-damp og så avkjølt. De følgende resultater ble oppnådd:

Analyse av ved, råvarevektprosent

Oppnådde produkter, vektprosent:

Analyse av produktqass, volumprosent

Eksempel 3

En svovelresistent reformerings-katalysator fluidiseres av damp og oppvarmes ved varmeoverføring fra et resonansrør under de følgende forhold:

Under stabil driftstilstand i pulsbrenneren og den fluidiserte sengen ble temperaturen til den fluidiserte sengen holdt på omtrent 1200 K. I dette trinnet blir fyrings-olje injisert inn i den fluidiserte sengen til katalysatoren. Fyringsoljen gjennomgår reformering ved reaksjon med damp og frembringer syntesegass og en tungolje. Væske og gass-produktene blir tatt ut fra reaktoren og så avkjølt for å separere kondensert væske fra gassene. De følgende resultater er angitt:

Analyse av fyringsolje, vektprosent

Eksempel 4

En blanding av kalksten og avfalls-slam fra en papirfabrikk ble fluidisert av damp og oppvarmet direkte ved varmeoverføring fra et resonansrør under de følgende forhold: Start-temperatur til kalsiumkarbonat

Under stabile driftsforhold i pulsbrenneren og den fluidiserte sengen ble temperaturen til den fluidiserte sengen holdt på 949 K. Slammet gjennomgikk dampforgassing hvilket ga faststoff, flytende og gass-produkter. De følgende resultater ble oppnådd:

Eksempel 5

Subbituminøst kull blir fluidisert av damp og oppvarmet ved varmeoverføring fra et resonansrør under de følgende forhold:_

Under stabile driftsforhold til pulsbrenneren og den fluidiserte sengen ble temperaturen til den fluidiserte sengen holdt på 885 K. Kullet gjennomgår pyrolyse og forgassing hvilket gir faststoff, væske og gass-produkter. Produktene fra kullet blir tatt ut fra reaktoren sammen med overskudds-damp og så avkjølt for å skille ut vannet. I følgende resultater er angitt:

Typisk analyse av kull, vektprosent

Produkter vektprosent

Analyse av produktqass. volumprosent

Eksempel 6

Oljeskifer fluidiseres av brenngass fra en oljefyrt pulsbrenner og oppvarmes ved varmeoverføring fra et resonansrør under de følgende forhold:

Under stabil driftstilstand i pulsbrenneren og den fluidiserte sengen ble temperaturen til den fluidiserte sengen holdt på 921 K. Oljeskifer som mater til reaktoren gjennomgår pyrolyse og gir væske- og gass-produkter. Produktene fra oljeskiferen blir tatt ut fra reaktoren og så avkjølt for å skille ut flytende produkter. De følgende resultater er angitt:

Analyse av oljeskifer, vektprosent

Oppnådde produkter, vektprosent av oljeskifer Analyse av produktqass, volumprosent

Eksempel 7

Et pulsbrennkammer som var integrert med en indirekte oppvarmet fluidseng-tørker ble matet med nr. 20 silisiumsand for å virke som et ballastmedium for injisert kullslam. Sand-partikkel-størrelsen var større enn partikkelstørrelsen til det våte kullet. Når det injiserte kullslammet var tilstrekkelig tørket ble det utvasket fra sengen. Fluidiserings-hastigheten var omtrent 0,42 m/s. Seng-temperaturen ble godt agitert og holdt ved 4 05 K. Slam-matehastigheten var 9xl0~<3> til 10xl0~<3> kg/s. Det tørkede kullproduktet ble oppsamlet i en primær samle-separator sammen med fine partikler som ble oppsamlet i et filter. En varmebalanse i den indirekte tørkeren indikerte når den ble korrigert for ekstra tap på grunn av de eksperimentelle, forhold i denne prøven et spesifikt energiforbruk på 3,7xl0<6 >J/kg fordampet vann.

Forholdene som er fremsatt i hvert av de forutgående eksemplene er illustrative for forskjellige utførelser av prosesser i henhold til oppfinnelsen eller beslektet med oppfinnelsen, og som anvender svært høye hastigheter av varme-overføring med akustisk trykkbølge-forplantning inn i en reaktorseng.

Claims

1. Fremgangsmåte for utførelse av endotermiske reaksjoner i et fluidisert sjikt, karakterisert ved at et pulsforbrenningskammer benyttes for å tilveiebringe den indirekte varme for prosessen, idet prosessen omfatter; (a) innføring av et brennstoff og en oksygeninneholdende gass inn i en pulsforbrennings-sone; (b) forbrenning av minst en del av nevnte brennstoff som er innmatet i nevnte pulsforbrenningssone under driftsforhold som effektuerer pulsforbrenning av nevnte minst ene del av nevnte brennstoff, hvorved det produseres en varm gass-strøm som omfatter den gjenværende del av nevnte brennstoff og en akustisk trykkbølge; (c) uttak av nevnte varme gass-strøm fra nevnte pulsforbrenningssone og innføring i et innløp til en resonanssone avgrenset av en ledervegg, idet nevnte resonanssone har nevnte innløp i en ende og et utløp i den andre enden og er omgitt av et sjikt av faste partikler, idet nevnte partikler har en størrelse slik at de kan drives i en indusert agitert bevegelse i sengen; (d) forbrenning av minst en del av nevnte gjenværende del av nevnte brennstoff i nevnte varme gass-strøm i nevnte resonanssone, hvorved det frembringes en forbrenningsprodukt-strøm; (e) avgrensing av nevnte sjikt av faste partikler i en reaksjonssone som omgir nevnte resonanssone, samt opprettholdelse av nevnte faste partikler deri i en agitert tilstand; (f) nevnte akustiske bølge tillates å forplante seg inn i nevnte reaksjonssone som inneholder nevnte sjikt av faste partikler; (g) oppvarming av nevnte sjikt av faste partikler i nevnte reaksjonssone ved varmeoverføring fra nevnte forbrennings-produktstrøm i nevnte resonanssone og gjennom nevnte ledervegg til nevnte sjikt av faste partikler; og (h) innføring av ett eller flere reaksjonsmaterialer i nevnte reaksjonssone med nevnte faste partikler i nevnte sjikt, hvorved nevnte reaksjonsmateriale bringes til å gjennomgå termokjemisk reaksjon.

2. Fremgangsmåte i henhold til krav 1, karakterisert ved at sengen av faste partikler holdes i den agiterte tilstand ved at det strømmer en gass eller damp gjennom sengen av faste partikler.

3. Fremgangsmåte i henhold til krav 1 eller 2, karakterisert ved at pulsforbrenningen drives for å frembringe hastighets-oscillasjoner i frekvens-området fra 20 til 1500 Hz, for eksempel 30 til 150 Hz.

4. Fremgangsmåte i henhold til krav 1, 2 eller 3, karakterisert ved at pulsforbrenningen drives for å frembringe et akustisk trykknivå i reaksjonssonen som er i området fra 110 til 190 dB, for eksempel fra 140 til 150 dB.

5. Fremgangsmåte i henhold til krav 1, 2, 3 eller 4, karakterisert ved at total-hastigheten for varmeoverføring er i området fra 20 til 40 Btu/h.ft<2>.°F (114 til 227 w/m<2>K).

6. Fremgangsmåte i henhold til krav 1, 2, 3 eller 4, karakterisert ved at den totale varmeover-føringshastigheten er minst 40 Btu/h.ft<2>.°F (227W/m<2>K).

7. Fremgangsmåte i henhold til et hvilket som helst av kravene 1-6, karakterisert ved at nevnte resonanssone omfatter minst ett enkelt resonansrør, som for eksempel har en U-formet bøyning slik at det nevnte innløp og utløp til nevnte resonanssone er nær hverandre, eller består av parallelle resonansrør som har innløp i separat forbindelse med nevnte pulsforbrenningssone og utløp i forbindelse med et felles rom.

8. Fremgangsmåte i henhold til et hvilket som helst av de forutgående krav, karakterisert ved at den videre omfatter termisk avskjerming av en del av resonanssonen nær nevnte innløp med en skjerm slik at den ytre overflatetemperaturen til skjermen er lavere enn den ytre overflate-temperaturen til resonans-sonen nær skjermen for derved å unngå smelting eller mykning av nevnte sjikt av faste partikler nær skjermen.

9. Fremgangsmåte i henhold til et hvilket som helst av de forutgående krav, karakterisert ved at reaksjonsmaterialet er et karbonholdig materiale valgt fra kull, biomasse, oljeskifer, olje eller tjæresand, subbitumimøst kull, tre, svartlut og fyringsolje.

10. Apparat for utførelse av endotermiske reaksjoner i et fluidisert sjikt, hvor det benyttes et pulsforbrenningskammer for å tilveiebringe indirekte varme for reaksjonene, karakterisert ved at apparatet omfatter: en pulsforbrenningsinnretning (2, 3) for forbrenning av et brennstoff for å produsere en pulserende strøm av forbrenningsprodukter og en akustisk trykkbølge, et resonansrør-arrangement (5, 25) som har et innløp som kommuniserer med pulsforbrennings-innretningen (2, 3) for å motta nevnte pulserende strøm av forbrennings-produkter og akustiske trykkbølge; en reaktorbeholder (1) som inneholder et sjikt (7) av faste partikler, idet de faste partiklene omgir i det minste en del av reaktorbeholderen og har et innløp (6) for innføring av reagerende materiale i sengen av faste partikler og et utløp (11) for å fjerne gassprodukter fra sengen; og en agiterings-innretning (8) som arbeider for å opprettholde sengen av partikler i en agitert tilstand, idet agiterings-innretningen for eksempel omfatter en gassfordelings-innretning (9) som arbeider for å fordele en gass-strøm til sengen av faste partikler.

11. Apparat i henhold til krav 10, karakterisert ved at det ytterligere omfatter: en første skille-innretning (30) for å skille gass-produkter fra faste materialer, idet den første skilleinnretning har et innløp i forbindelse med utløpet til reaktorbeholderen (31) , et utløp for å fjerne utskilt fast materiale og et utløp (40) for å fjerne gassprodukter; og en partikkel-resirkuleringsinnretning (36) for å innføre faste partikler i nevnte reaktorbeholder (31), idet partikkel-resirkulerings-innretningen har et innløp som kommuniserer med utløpet fra nevnte første skille-innretning for å fjerne utskilt fast materiale og et utløp (44) som kommuniserer med reaktorbeholderen (31) for å resirkulere slikt utskilt fastmateriale til denne, idet apparatet valgfritt videre omfatter; (a) en andre skilleinnretning (37) for å skille kondenserbare stoffer fra ikke-kondenserbare i gassproduktet, idet den andre skilleinnretningen har et innløp som kommuniserer med utløpet fra nevnte første skilleinnretning for å fjerne gass-produkter, et utløp for å fjerne utskilte væsker som er kondensert i den andre skilleinnretningen og et utløp for å fjerne utskilte ikke-kondenserbare stoffer derfra; og (b) en gassresirkulerings-innretning (34) for å resirkulere ikke-kondenserbare stoffer i reaktorbeholderen, idet gassresirkulerings-innretningen har et innløp som kommuniserer med utløpet fra nevnte andre skilleinnretning for å fjerne utskilte ikke-kondenserbare stoffer og et utløp som kommuniserer med innløpet til gassfordelings-innretningen.

12. Apparat i henhold til krav 10 eller 11, karakterisert ved at nevnte pulsforbrennings-innretning (2, 3) har et brennområde og omfatter ventil-innretninger som kan drives for selvregulering av brennstoff-til-luftforholdet inne i nevnte brennområde for å frembringe en varmefrigjørings-hastighet i området fra 1 x IO<6> til 10 x IO<6> Btu/h.ft<3> (10,3 x IO<6> til 103 x IO<6>W/m<3>), for eksempel.1 x IO<6> til 2 x IO<6> Btu/h.ft<3> (10,3 x IO<6> til 20,7 x IO<6>W/m<3>), en forbrenningsgass-temperatur i området fra 1255 til 2200 K, for eksempel 1255 til 1810 K, og en gasshastighet i nevnte resonansrør i området fra 90 til 490 m/s, for eksempel 90 til 240 m/s.