Séchage de lignite de diverses origines dans un séchoir à lit fluidisé toroïdal à échelle pilote utilisant de la chaleur de faible qualité

UNrésumé

Une étude expérimentale a été réalisée sur des lignites de différentes origines, à savoir la Pologne, la Grèce, la Roumanie et l'Australie, en utilisant un sécheur à lit toroïdal. L'effet de la température sur l'efficacité du séchage, y compris la perte d'humidité au fil du temps dans des conditions de séchage fixes, a fait l'objet de l'étude. L'objectif principal était de confirmer la possibilité d'utiliser un lit toroïdal comme base pour un système de séchage capable d'utiliser une chaleur de faible qualité provenant de sources telles que les gaz de combustion d'une chaudière et de déterminer les paramètres optimaux pour un tel système. L'étude réalisée a prouvé de manière concluante la faisabilité de l'utilisation de sources de chaleur à basse température pour le séchage du lignite dans un lit toroïdal. Une teneur en humidité de 20 % a pu être obtenue pour la plupart des lignites testés, en utilisant le lit toroïdal, avec des temps de séjour relativement courts (environ 30 min) et une température de l'air aussi basse que 60 °C. De plus, le changement de la distribution granulométrique a, dans une certaine mesure, affecté la teneur en humidité finale en raison de l'entraînement de particules fines et humides. L’étude a également déterminé que l’attrition des particules au lit est en partie responsable de la génération de fines.

Mots clés:

séchage;lignite;lit toroïdal;usure;efficacité énergétique

1. Introduction

1.1. Séchage du lignite

Le lignite est un combustible fossile solide qui est principalement utilisé pour la production d'électricité. Malgré l'augmentation récente de la puissance installée des sources d'énergie renouvelables, l'utilisation du lignite reste importante dans le monde entier. En 2015, l'extraction mondiale de lignite a atteint près de 811 millions de tonnes [1], dont 399 millions de tonnes extraites dans l'ensemble de l'UE [2]; la part de la production d'électricité provenant du lignite dépasse 20 % dans plusieurs pays comme l'Australie, la Bulgarie, la République tchèque, l'Allemagne, la Grèce, la Pologne, la Roumanie, la Serbie et d'autres [2]. Le lignite est un combustible solide de faible rang [3], caractérisé par une teneur en humidité élevée. La réduction de la teneur en humidité du lignite avant son utilisation peut augmenter sa valeur calorifique, réduire le coût de son transport sur de longues distances et réduire les émissions de gaz à effet de serre résultant de son utilisation. Le séchage est également une condition préalable typique pour les technologies visant à produire des produits à haute valeur ajoutée à partir du lignite, tels que les amendements du sol [4]. Par conséquent, une étude visant à rationaliser l'utilisation du lignite et à utiliser en même temps la chaleur de faible qualité, qui aurait été gaspillée autrement, semble tout à fait justifiée.

De nombreux travaux ont été réalisés récemment sur les aspects fondamentaux du séchage du lignite. Park et al. ont étudié l'impact du temps de séchage, de la température et de la vitesse de l'agent de séchage sur l'efficacité de séchage du lignite indonésien et ont développé un modèle mathématique qui permettrait de prédire la teneur en humidité en fonction du temps de séjour et des conditions de séchage [5]. Si et al. ont étudié un séchage en lit fluidisé assisté par micro-ondes en 3 étapes de lignite en morceaux de Shengli et ont déterminé que la porosité du lignite séché diminuait avec l'augmentation de la puissance des micro-ondes [6]. Song et al. ont déterminé que la teneur globale en humidité du lignite de l'est de la Mongolie intérieure diminuait plus rapidement sous l'effet d'une puissance micro-ondes plus élevée [7]. Pusat et Herdem ont déterminé les caractéristiques de séchage du lignite turc de Konya-Ilgin dans un séchoir à lit fixe [8]. L'étude a déterminé que le temps de séchage requis augmentait avec l'augmentation de la hauteur du lit, et que l'effet de la température sur la vitesse de séchage augmentait avec l'augmentation de la hauteur du lit [8]. Yang et al. ont testé expérimentalement la réabsorption d'humidité par le lignite après séchage dans un lit fixe et ont déterminé le rendement d'humidité réabsorbée le plus élevé pour le lignite séché à 100 °C en raison du rapport volumique relatif élevé des mésopores [9]. Feng et al. ont étudié l'effet de l'expression thermique mécanique sur la structure du lignite et déterminé les changements de volume des pores entre le lignite brut et les lignites séchés à des températures de séchage comprises entre 120 °C et 150 °C sous des pressions de 10 MPa et 30 MPa respectivement [10]. Wen et al. ont étudié la cinétique de séchage du lignite brut et réhumidifié et ont déterminé que la vitesse de séchage du premier était plus lente que celle du second [11]. De plus, l'étude a révélé que le coefficient de diffusion effectif du lignite humidifié était supérieur à la valeur correspondante pour un lignite brut [11].

Pawlak-Kruczek et al. ont mené une étude impliquant à la fois une investigation expérimentale et une simulation numérique du séchage du lignite dans un lit fluidisé, en utilisant un agent de séchage à basse température (air, max. 50 °C) [12]. L'étude a démontré la faisabilité globale du concept d'utilisation d'une source de chaleur à basse température. De plus, l'étude a révélé l'importance de facteurs tels que les propriétés structurelles du lignite ainsi que son retrait pendant le séchage [12]. Agraniotis et al. ont comparé les simulations CFD avec les résultats expérimentaux d'une installation de combustion de combustible pulvérisé de 1 MWth [13]. Les résultats ont montré une bonne concordance entre la simulation et les résultats expérimentaux. Les températures mesurées le long de l'axe du four, en particulier dans la partie inférieure du four, étaient les plus élevées dans le cas de la cuisson de lignite sec, où les vapeurs et le gaz porteur n'étaient pas recirculés dans le four [13]. Cela semble être en bon accord avec les résultats d'une autre étude, menée par Tahmasebi et al., qui a étudié la relation entre la teneur en humidité et l'inflammation des particules de lignite chinoise et indonésienne [14]. Cette étude a déterminé que l'augmentation de la teneur en humidité du lignite testé retardait considérablement son allumage [14]. Des simulations numériques, réalisées par Drosatos et al. ont démontré que l'utilisation de lignite pré-séché peut améliorer la flexibilité de la chaudière et permettre son fonctionnement sous une charge extrêmement faible, égale à 35 % de la charge nominale [15]. Komatsu et al. ont mené des expériences impliquant le séchage de particules grossières de lignite, en utilisant de la vapeur surchauffée à 110 °C jusqu'à 170 °C [16]. L'étude a conclu que la valeur du taux de séchage, pendant la période de taux de séchage constant, dépendait uniquement de la température et de la taille des particules de lignite, alors que la relation pendant la période de taux de séchage décroissant était beaucoup plus compliquée en raison des fissures qui commençaient à se former à la surface de la particule séchée [16]. Pusat et al. ont étudié le séchage du lignite turc dans un lit fixe, en utilisant de l'air de séchage à des températures comprises entre 70 °C et 130 °C et des vitesses comprises entre 0,4 et 1,1 m/s [17]. La taille des particules de lignite variait entre 20 et 50 mm et pour des particules aussi grossières, une période de vitesse de séchage constante n'a pas été observée au cours des expériences réalisées [17]. Sciazko et al. ont effectué des recherches expérimentales sur l'influence des propriétés pétrographiques sur les caractéristiques de séchage du lignite de Turoszów lors du séchage à la vapeur surchauffée [18]. L'étude a été réalisée en utilisant des particules sphériques de 5 mm et 10 mm, à des températures allant de 110 °C à 170 °C [18] et a conclu que le temps de séchage, la vitesse de séchage, les gradients de température, le comportement de fissuration et de retrait dépendent du lithotype du lignite testé [18].

La rupture et l'attrition lors du séchage du lignite australien dans un lit fixe et un lit fluidisé à une température de 130 °C ont fait l'objet d'une étude approfondie réalisée par Stokie et al. [19]. L'étude a conclu que la principale raison de la rupture est la transition entre l'eau en vrac et l'eau non congelable [19]. Les variations de la taille des particules entre le petit lit fixe et le petit lit fluidisé (échantillon de 10 g), indiquées par le diamètre d50, étaient insignifiantes. Néanmoins, une différence significative dans la variation de la taille des particules a été notée pour le grand lit fluidisé (taille d'échantillon 3 kg) indiquant l'influence importante de l'effet de l'échelle du lit.

1.2. Réacteur à lit toroïdal

Le réacteur à lit fluidisé toroïdal est un type spécial de réacteur à lit fluidisé, avec un système de distribution de gaz constitué de lames inclinées, situées au fond du réacteur [20]. Cette disposition permet d'intensifier les performances du lit [21,22], c'est-à-dire l'intensification du transfert de chaleur et de masse [20,21] ainsi qu'un mélange amélioré [21,23,24]. Cela est dû au modèle d'écoulement vortex et est caractéristique de tous les réacteurs vortex [24,25,26,27]. En termes de performances du réacteur, il permet un débit accru (productivité accrue) avec des temps de séjour réduits [28]. La plupart des travaux publiés jusqu'à présent, sur ces types de lits, impliquent différents types de traitement thermique [29,30], procédé de calcination [31] ou intensification de la sorption pour la capture du carbone [32]. Il existe peu d'informations sur le séchage dans de tels lits fluidisés avec des modèles d'écoulement toroïdal [33]. Cette étude vise à combler cette lacune dans les connaissances.

1.3. Objectifs, portée et nouveauté de l'œuvre réalisée

Comme indiqué dansSection 1.1Le séchage du lignite est un processus complexe, dépendant de nombreux paramètres (température, temps de séjour, agent de séchage, méthode de séchage et propriétés du lignite). Il existe un manque de connaissances concernant la cinétique de séchage et la consommation d'énergie pour le séchage dans des lits toroïdaux hautement turbulents. De plus, il s'agit d'un prérequis pour toute étude visant à intégrer de tels sécheurs, utilisant de la chaleur résiduelle de faible qualité, dans des centrales électriques au lignite. Cela permettrait de comparer les économies potentielles de l'utilisation de nouvelles solutions avec les économies d'énergie, déjà démontrées pour les solutions de séchage du lignite existantes, utilisant des agents de séchage à des températures plus élevées [34,35,36,37,38,39,40,41,42,43,44,45,46].

Cette étude vise à combler cette lacune en étudiant le séchage de lignites d'origines diverses dans un lit toroïdal, en utilisant l'air comme agent de séchage. On s'attendait à ce qu'une telle configuration entraîne une intensification du transfert de masse et de chaleur, permettant par la suite l'utilisation de l'agent de séchage à une température relativement basse. Une étude expérimentale, utilisant un sécheur à lit toroïdal, a été réalisée pour des lignites de différents pays d'origine, à savoir la Pologne, la Grèce, la Roumanie et l'Australie. L'effet de la température sur l'efficacité du séchage, y compris la perte de teneur en humidité au fil du temps dans des conditions de séchage fixes, a fait l'objet de l'enquête. La cinétique de séchage et la consommation d'énergie pendant le séchage à différentes températures moyennes ont été déterminées et comparées. L'étude visait à identifier l'optimum des paramètres du processus de séchage, c'est-à-dire la température et le temps de séjour, en tenant compte de la vitesse de séchage et de la consommation d'énergie. Cependant, d'autres facteurs, tels que l'humidité relative de l'agent de séchage ainsi que les propriétés inhérentes à la matière première ont également eu une profonde influence sur le processus de séchage. La méthodologie utilisée dans l'étude est universellement applicable aux processus de séchage en général. À cet égard, la série d’expériences réalisée peut être considérée comme une étude de cas qui prouve la large applicabilité de la méthode d’essai.

L'objectif principal de l'étude réalisée était de confirmer la possibilité d'utiliser un lit toroïdal comme base pour un système de séchage qui pourrait utiliser de la chaleur de faible qualité provenant de sources telles que les gaz de combustion d'une chaudière. Un tel type de sécheur à lit fluidisé n'a jamais été utilisé pour sécher le lignite, ce qui, avec l'utilisation potentielle de chaleur de faible qualité, souligne la nouveauté de l'étude réalisée. De plus, l'étude réalisée visait à trouver les paramètres de sécheur les plus efficaces, c'est-à-dire les paramètres qui permettent d'atteindre la consommation minimale d'énergie pour éliminer 1 kg H2O contenu à la surface et dans les pores des particules de lignite.

2. Matériels et méthodes

2.1. Caractéristiques des lignites testés

Des échantillons de lignite polonais ont été obtenus à partir de la mine à ciel ouvert de Sieniawa. Le lignite de Sieniawa est principalement constitué de lithotypes xylodetritiques et détroxylytiques [47]. Le lignite grec a été obtenu à partir de la mine South Field qui alimente la centrale électrique d'Agios Dimitrios exploitée par la Public Power Corporation. Un échantillon de lignite roumain a été prélevé à partir de la mine de Peșteana, qui fournit du combustible à la centrale électrique de Rovinari du complexe énergétique d'Oltenia. Le lignite australien a été obtenu à partir de la mine de Yallourn dans la vallée de Latrobe, qui alimente la centrale électrique de Yallourn d'Energy Australia. Tous les lignites avaient été pré-broyés à la taille nominale maximale de 8 mm, avant les tests effectués.

La caractérisation de base des lignites utilisés pour cette étude a été réalisée au moyen d'une analyse immédiate et ultime, qui est une méthode typique de caractérisation des combustibles solides. Analyse immédiate des lignites (Tableau 1) a été réalisée à l'aide d'un Perkin Elmer Diamond TGA (331 Treble Cove Rd., Billerica, MA 01862, USA). Le programme suivant a été appliqué lors de ces tests :

Tableau 1.Analyse immédiate et élémentaire des lignites testés.

(1) Étape initiale

∘

Chauffage jusqu'à 105 °C ; rampe 10 °C/min

∘

Maintenez pendant 10 minutes

(2 a) Pour obtenir la teneur en cendres, de l'air a été utilisé :

∘

Chauffage jusqu'à 815 °C ; rampe 50 °C/min

∘

Tenir 15 min

(2 b) Pour obtenir la teneur en matières volatiles, de l'argon a été utilisé :

∘

Chauffage jusqu'à 850 °C ; rampe 50 °C/min

∘

Tenir 15 min

Le pouvoir calorifique supérieur a été déterminé à l'aide d'un calorimètre à bombe basique IKA C2000 (KA®-Werke GmbH & Co. KG, Janke & Kunkel-Str. 10, 79219 Staufen, Allemagne), conformément à la norme ISO 1928. La méthode isopéribolique a été utilisée. Le pouvoir calorifique inférieur a été calculé à l'aide de la teneur en humidité et en hydrogène. Analyse ultime (Tableau 1) a été réalisée à l'aide d'un analyseur Perkin Elmer 2400 (331 Treble Cove Rd., Billerica, MA 01862, USA), conformément à la norme polonaise PKN-ISO/TS 12902:2007. La distribution granulométrique a été déterminée à l'aide d'un jeu de tamis calibrés, conformes à la norme ISO 3310-1.

2.2. Banc d'essai - Sécheur à lit fluidisé toroïdal

Au cours de la série d'expériences décrites dans cette étude, un appareil à lit fluidisé toroïdal a été utilisé pour effectuer le séchage. Un schéma de l'installation est présenté dansFigure 1. Le banc d'essai fonctionnait en mode discontinu. Un lot d'environ 2,5 kg de lignite était alimenté manuellement via une trémie d'alimentation (E4 enFigure 1) pendant chaque essai. La température de l'air de séchage a été maintenue à l'aide de deux réchauffeurs avec un système de contrôle de température, chacun d'une puissance nominale de 3 kW (E20 et E17 enFigure 1). L'air de séchage était fourni par un ventilateur (E3 dansFigure 1) avec un débit d'air chaud d'environ 130 m3/h afin d'obtenir les mêmes vitesses pour chacun des essais. Le débit a été contrôlé à l'aide de vannes (E7 enFigure 1).

Figure 1.Schéma d'installation du Torbed.

Le sécheur à lit toroïdal, illustré dansFigure 1, est une colonne cylindrique verticale fermée en haut par un tronc de cône inversé, dans laquelle l'échange thermique entre l'air et la matière séchée s'effectue directement. Au fond de la chambre de fluidisation sont installées des pales tourbillonnantes afin de créer un vortex à l'intérieur de la chambre de séchage.

Au cours de la série d'expériences réalisées, les paramètres suivants ont été mesurés : température, humidité relative, débit d'air et consommation d'électricité de chacun des appareils. Des capteurs de température et d'humidité ont été installés à l'entrée de l'air chaud du sécheur (T4 et Rh1 dansFigure 1) et à la sortie de l'installation (T2 et Rh2 enFigure 1). Les températures ont été mesurées à l'aide de capteurs Pt1000 standard, avec des spécifications conformes aux exigences de classe A définies dans la norme EN 60751. L'humidité relative (HR), qui est le volume de vapeur d'eau dans l'air divisé par le volume maximal de vapeur d'eau, pour une température et une pression données, a été mesurée à l'aide de capteurs HC1000-400 et de transmetteurs EE31 avec une plage de travail de 0 à 100 % HR, une plage de température comprise entre −40 et 80 °C, un temps de réponse < 15 s et une précision atteignant 2,4 % (pour l'intervalle de confiance de 95 %). Le débit de l'air de séchage a été mesuré par un débitmètre massique FCI ST-50 avec une précision de ± 2 % de la lecture. La charge électrique du ventilateur a été mesurée avec un wattmètre utilisant un compteur de réseau ND20 produit par Lumel, avec une précision de ± 1 % de la plage de mesure (1,65 kW). Toutes les valeurs ont été enregistrées avec un intervalle d’échantillonnage de 1 s.

2.3. Modèle de calcul zéro-dimensionnel du séchage – bilan thermique du séchoir

Un diagramme d'un modèle à zéro dimension du séchoir, utilisé pour cette étude, est présenté dansFigure 2Le modèle décrit un sécheur à un étage avec un réchauffeur externe supplémentaire pour l'agent de séchage. Le modèle se compose de quelques sous-composants. Il a été utilisé pour le calcul de l'énergie consommée par le sécheur tout au long de l'expérience, ainsi que pour le calcul de la masse d'eau éliminée, en fonction de l'humidité relative de l'air à la sortie du sécheur. Selon la loi de conservation de l'énergie, la somme de l'enthalpie entrant dans le sécheur doit être égale à la somme de l'enthalpie sortant du sécheur. L'équation du modèle respectif du sécheur est :

��1+��2=��3+��4+��5�1+�2=�3+�4+�5

(1)

où:

Figure 2.Schéma d'un sécheur à un étage avec réchauffeur d'agent de séchage externe supplémentaire.

��1�1 est l’enthalpie de l’air de séchage à la sortie de l’échangeur de chaleur ;

��2�2 est l'enthalpie du lignite humide entrant dans le sécheur, qui pourrait être séparée en l'enthalpie de l'eau dans le matériau et l'enthalpie de la matière sèche ;

��3�3 est l’enthalpie de l’air humide sortant du sécheur ;

��4�4 est l’enthalpie du lignite séché sortant du séchoir ;

��5�5 représente la perte d'enthalpie vers l'ambiance par le boîtier du sécheur.

Selon la norme EN ISO 13788:2001, la pression de vapeur saturante a été calculée :

��������=610·��17,269·��237,5+�� ������ ��≥0 °������=610·�17,269·�237,5 +� ��� �≥0°�

(2)

où:

passis—pression de vapeur saturante, Pa;

T—température, °C.

Teneur en humidité absolue de l'air, compte tenu de l'humidité relative mesurée :

��=0,622��·��������100·��−��·��������=0,622�·����100·�−�·����

(3)

où:

X—teneur en humidité absolue de l’air, kg·m−3 (air sec) ;

φ—humidité relative de l’air, %;

p—pression de l’air humide (ambiant), Pa;

passis—pression de vapeur saturante, Pa.

L'augmentation de la teneur en humidité de l'air correspondant à la perte de la teneur en humidité du lignite :

Δ��=0,622(��2·��������2100·��−��2·��������2−��0·��������0100 ·��−��0·��������0)Δ�=0,622(�2·����2100·�−�2·����2−�0·���� 0100·�−�0·����0)

(4)

où:

ΔX—augmentation de l’humidité absolue de l’agent de séchage (air), kg·m−3 ;

La quantité d'eau éliminée du lignite dans un intervalle de temps donné correspond à la différence de la quantité d'eau contenue dans l'air à l'entrée et à la sortie du sécheur. La valeur instantanée de la perte d'eau par le lignite (entre deux instantst1 ett2) sont déterminés à partir de la formule :

����������=Δ����������·��������·��������(��2−��1)� ����=Δ�����·����·����(�2−�1)

(5)

où:

Mévaporer—perte d’eau dans le charbon, kg ;

ΔX—augmentation de l’humidité absolue de l’agent de séchage (air), kg·m−3 ;

������������—densité de l’air humide, kg·m−3;

������������—densité de l’air sec, kg·m−3;

Vmouillé—le débit d’air à l’entrée du sécheur, m3·h−1.

2.4. Méthode et calendrier d'essai

Des essais de séchage ont été réalisés sur le support présenté dansFigure 1pour un flux d'air chaud de 130 m3·h−1 à des températures de 35 °C, 50 °C, 60 °C, 70 °C et 80 °C. Des essais ont été effectués jusqu'à ce que la variation de l'humidité de l'air de séchage, entre l'entrée et la sortie du sécheur, soit jugée insignifiante (voirFigure 3). Lorsque ce point a été atteint, le lignite avait atteint l'équilibre avec l'air sec entrant, ce qui a rendu impossible tout séchage supplémentaire. L'atteinte de cet état par le sécheur est appelée atteinte de la teneur en humidité finale et le temps nécessaire pour atteindre cette valeur est appelé temps de séchage. Avec l'augmentation de la température de l'agent de séchage, une teneur en humidité finale plus faible était généralement atteinte dans des temps de séchage relativement plus courts.Figure 3Le graphique montre les valeurs mesurées et enregistrées lors des essais de séchage du lignite polonais à une température de 50 °C. Le graphique montre uniquement les paramètres utilisés pour calculer la cinétique de séchage et pour déterminer la consommation d'énergie du processus de séchage, c'est-à-dire le débit d'air, la température et l'humidité à l'entrée et à la sortie du sécheur.

Figure 3.Un exemple d'essai de séchage du lignite polonais à une température de 50 °C.

3. Résultats

Des essais de séchage pour le séchoir à torbed ont été réalisés en utilisant des lignites de Pologne, de Grèce, de Roumanie et d'Australie. Les résultats de l'analyse immédiate et élémentaire sont présentés dansTableau 1.Figure 4présente les distributions granulométriques, qui sont des moyennes pour tous les tests, réalisés sur toute la gamme de températures.

Figure 4.Répartition granulométrique du lignite d'origines diverses avant et après séchage dans l'installation Torbed.

Figure 5compare la taille moyenne des particules de lignite humide et sèche et compare les résultats obtenus dans cette étude avec les résultats publiés dans une autre étude sur le séchage en lit fluidisé. Elle décrit les changements respectifs de la taille médiane des particules (d50) pour chacun des lignites en raison du séchage effectué. Elle décrit la différence entre le lignite polonais et les autres lignites utilisés pour cette étude. Elle montre également que les changements dans la taille médiane des particules variaient entre les lignites. Les changements dans les diamètres d50 variaient entre les différents lignites (Figure 5), le changement relatif étant le plus élevé pour le lignite australien et le plus faible pour le lignite roumain.

Figure 5.Taille médiane des particules (d50) pour le lignite humide et séché (* résultats de Stokie et al. [19] à titre de comparaison).

Compte tenu du principe de fonctionnement du sécheur à lit toroïdal, il semble plausible de penser que l'attrition des particules pourrait également être considérée comme l'un des facteurs influençant le changement de la distribution granulométrique après séchage. La preuve de la structure affaiblie et fissurée des particules séchées dans le lit toroïdal est démontrée dans les images SEM présentées dans la figure 8.

Figure 6etFigure 7Les figures 1 et 2 montrent des exemples de distributions différentes de la teneur en humidité entre des particules de tailles différentes. Ces deux figures démontrent clairement que les particules fines ont été entraînées prématurément hors du lit toroïdal. Cela a entraîné une teneur en humidité plus élevée des fines entraînées, à la sortie du sécheur.Figure 8montre une différence en termes de surface de deux particules de lignite, l'une séchée dans un four à moufle à 100 °C et l'autre séchée dans un lit toroïdal à 50 °C.

Figure 6.Différence entre la teneur en humidité des particules de différentes tailles pour le lignite humide et séché - un exemple de lignite grec pour différentes températures du processus de séchage.

Figure 7.Différence entre la teneur en humidité des particules de différentes tailles pour le lignite humide et séché — un exemple de lignite australien pour différentes températures du processus de séchage. La cinétique de séchage, pour le lignite de Sieniawa, dans l'installation torbed et la consommation totale d'énergie par kg d'eau éliminée sont présentées dansFigure 9etFigure 10, respectivement.Figure 9montre les courbes représentant la perte d'humidité du lignite de la mine de Sieniawa. En dessous de la teneur en humidité finale de 15 %, une réduction significative de la vitesse de séchage se produit pour toutes les températures de l'agent de séchage. Cette valeur est appelée teneur en humidité critique et dépend principalement de la structure du lignite et de sa chimie. Il s'agit d'un indicateur utile qui permet de déterminer la proportion d'eau retenue physiquement dans la structure du lignite par les forces capillaires et la quantité d'eau liée chimiquement, par exemple par des liaisons hydrogène faibles avec des groupes fonctionnels OH. Le paramètre lui-même ne donne pas de point de coupure précis et dépend légèrement des conditions de séchage.

Figure 8.Images SEM du lignite australien séché dans un four à moufle de laboratoire à 100 °C (UN,C,E) et sécheur à torréfaction à 50 °C (B,D,F)—grossissements ×300 (UN,B), ×750 (C,D) et ×1500 (E,F); échantillon tamisé à travers un tamis d'une ouverture de 0,4 mm.

Figure 9.Cinétique de séchage dans l'installation torbed pour le lignite polonais.

Figure 10.Consommation totale d'énergie par kg d'eau éliminée lors du séchage du lignite polonais dans l'installation torbed.

De la même manière, la cinétique de séchage du lignite grec dans l'installation torbed et la consommation totale d'énergie par kg d'eau éliminée sont présentées dansFigure 11etFigure 12, respectivement. Le lignite grec a nécessité des temps de séjour beaucoup plus longs pour atteindre la même teneur en humidité, par rapport au lignite polonais. L'énergie de séchage spécifique, indiquée enFigure 12, était similaire aux niveaux enregistrés pour le lignite polonais. Cependant, une augmentation rapide de la consommation spécifique d'énergie a commencé beaucoup plus tôt pour le lignite grec. Compte tenu de la teneur en humidité initiale presque identique du lignite polonais et grec, il semble plausible de conclure que ce dernier présente une teneur en humidité critique plus élevée, c'est-à-dire que son séchage est plus difficile.

Figure 11.Cinétique de séchage dans l'installation torbed pour le lignite grec.

Figure 12.Consommation totale d'énergie par kg d'eau éliminée lors du séchage du lignite grec dans l'installation torbed.

Figure 13etFigure 14montrent respectivement la cinétique de séchage dans l'installation torbed et la consommation totale d'énergie par kg d'eau éliminée, pour le lignite roumain. En termes de cinétique de séchage, le lignite roumain (Figure 13) peut être considéré comme un type intermédiaire qui sèche plus rapidement que le lignite grec et plus lentement que le lignite polonais. L'échantillon de lignite roumain présentait la teneur en humidité initiale la plus faible de tous les échantillons testés. En termes de consommation énergétique spécifique, le lignite roumain a montré un comportement similaire au lignite grec par rapport au moment où la forte augmentation a commencé (Figure 14). La cinétique de séchage, dans l'installation torbed et la consommation totale d'énergie par kg d'eau éliminée, pour le lignite australien sont présentées dansFigure 15etFigure 16.

Figure 13.Cinétique de séchage dans l'installation torbed pour le lignite roumain.

Figure 14.Consommation d'énergie par kg d'eau éliminée lors du séchage du lignite roumain dans l'installation torbed.

Figure 15.Cinétique de séchage dans l'installation torbed pour le lignite australien.

Figure 16.Consommation d'énergie par kg d'eau éliminée lors du séchage du lignite australien dans l'installation torbed.

Données présentées dansFigure 17donne une indication du temps de séjour nécessaire pour atteindre une teneur en humidité de 20 %, à l'exception du lignite australien. Dans ce cas, le temps de séchage nécessaire pour obtenir une teneur en humidité finale de 35 % est indiqué. Le lignite australien nécessite généralement des temps de séjour sensiblement plus longs par rapport aux autres échantillons.

Figure 17.Temps de séchage nécessaire pour atteindre la teneur en humidité finale pour les lignites testés de diverses origines dans l'installation torbed.

Figure 18résume la consommation énergétique moyenne nécessaire pour atteindre une teneur en humidité de 20 % pour les types de lignite testés dans l'installation torbed (à l'exception du lignite australien, pour lequel l'énergie nécessaire pour sécher jusqu'à 35 % de teneur en humidité est indiquée). Données présentées dansFigure 18donne un aperçu qui pourrait aider à l'optimisation du processus de séchage d'un séchoir à lignite basé sur la conception du lit toroïdal. Il montre une consommation totale moyenne d'énergie par kg d'eau éliminée pendant le processus de séchage. Une moyenne est prise, car la consommation d'énergie par l'ensemble du processus est intéressante d'un point de vue pratique. Le lignite australien était différent des autres lignites testés, avec sa teneur en humidité initiale proche de 65 % et une teneur en cendres exceptionnellement faible, légèrement inférieure à 2 % (voirTableau 1). Ce lignite s'est avéré le plus difficile à sécher (voirFigure 15) et a nécessité le plus de temps pour atteindre une teneur en humidité finale comparable à celle obtenue par les autres lignites. Dans l'ensemble, la teneur en humidité finale (correspondant à la valeur de l'humidité d'équilibre à la température de l'air de séchage) pour chacune des températures de séchage était la plus élevée dans le cas du lignite australien.

Figure 18.Consommation énergétique moyenne nécessaire pour atteindre une teneur en humidité de 20 % pour les types de lignite testés dans l'installation torbed (* la consommation énergétique du lignite australien est donnée pour une teneur en humidité finale de 35 %, en raison d'une teneur en humidité initiale relativement élevée).

4. Discussion

Le séchage du lignite dans le séchoir à lit toroïdal est suivi par la réduction de la taille des particules individuelles, ce qui entraîne un changement significatif de la distribution des tailles. Il est clair, en regardant laFigure 4, qu'une certaine quantité de particules plus fines est produite pendant le processus de séchage. Les résultats obtenus par Stokie et al. pour le même type de lignite étaient légèrement différents, c'est-à-dire que l'attrition était beaucoup plus faible (Figure 5). Dans le lit fluidisé, selon Stokie et al. [19], l'effet de l'échelle était significatif, car les expériences avec un échantillon de 10 g n'ont entraîné aucune attrition, alors que les expériences avec un échantillon de 3 kg ont montré quelques différences entre les d50 des échantillons de lignite humide et séché (Figure 5). Comme la taille de l'échantillon utilisé pour cette étude était similaire (2,5 kg), on peut affirmer que l'effet de l'attrition pendant le séchage dans le lit toroïdal est beaucoup plus élevé, en comparaison avec un lit fluidisé typique. Cela peut être utilisé comme confirmation du degré plus élevé de turbulence qui se produit dans le lit toroïdal.

En examinant les exemples de l'effet de séchage du lignite grec et australien (Figure 6etFigure 7, respectivement), il est relativement facile d'observer que les particules fines présentent généralement une teneur en humidité relativement plus élevée après séchage dans le lit toroïdal. Il semble plausible de supposer que cela est dû à l'entraînement des particules fines hors du lit toroïdal, lorsque la densité de la particule diminue avec le séchage, abaissant ainsi la vitesse terminale de la particule particulière. La différence la plus élevée a été obtenue pour le lignite australien, qui avait également une teneur en cendres beaucoup plus faible, par rapport aux autres types de lignite. Il semble plausible de présumer qu'une faible teneur en cendres correspond à une densité réelle plus faible des particules. L'entraînement observé a diminué le temps de séjour des particules, ce qui a entravé le séchage des particules fines. De toute évidence, une température suffisamment basse de l'agent de séchage dans le lit toroïdal, diminuée par évaporation, diminue suffisamment sa vitesse pour minimiser la perte de fines humides, ce qui est clairement démontré auFigure 7.

Dans certains cas (Figure 7) Les particules de lignite australiennes d'un diamètre relativement proche de la taille maximale présentaient également une teneur en humidité supérieure à la moyenne de l'ensemble de l'échantillon. Cela doit par contre être attribué au temps de séchage insuffisant, qui était une conséquence de la teneur en humidité initiale considérablement élevée du lignite. Dans le cas de particules grossières, un temps de séjour plus long serait nécessaire pour atteindre une teneur en humidité similaire à celle des particules de taille moyenne.

Un autre facteur jouant un rôle important dans le changement de la distribution granulométrique de l'échantillon séché est le rétrécissement des particules pendant le processus de séchage, comme déjà illustré dansFigure 4. Ce comportement pourrait provoquer le rétrécissement des particules plus grosses, augmentant ainsi la part totale de particules fines lorsque la distribution cumulative des tailles est prise en compte. D'autre part, il est raisonnable de s'attendre à ce que le rétrécissement des particules contrebalance l'effet susmentionné de l'entraînement prématuré des particules fines, en raison de l'augmentation de la densité pour la même masse sèche de la particule, causée par la diminution du volume de la particule.

Les fissures de la structure sont clairement visibles sur les images SEM avec des grossissements plus élevés (×1500). Ces fissures n'apparaissent pas lorsque le même échantillon est séché dans un four à moufle de laboratoire (sur plateaux). Par conséquent, il semble plausible de conclure que les fissures ne sont pas causées par l'évaporation de l'eau elle-même, mais plutôt par le principe de fonctionnement du lit. Ainsi, l'attrition et la désagrégation des particules pourraient être considérées comme l'un des facteurs influençant le changement de la distribution granulométrique du lignite séché. En raison de l'affaiblissement susmentionné de la structure des particules séchées, on peut raisonnablement s'attendre à ce que la broyabilité du lignite séché augmente sûrement par rapport à la matière première humide correspondante. De plus, le degré de changement entre les lignites d'origines différentes varie considérablement pour les mêmes conditions de séchage (Figure 4), ce qui implique certaines différences structurelles entre tous les différents types de lignite dans le cadre de cette étude. Cependant, les effets négatifs ne doivent pas être négligés, car la production de quantités supplémentaires de fines pourrait amener le mélange d'agent de séchage et de lignite séché dans la limite de concentration explosive, ce qui, combiné au frottement élevé, pourrait provoquer une décharge statique et une explosion. Par conséquent, une grande partie de l'attention du concepteur doit être portée sur la mise à la terre des pièces du sécheur et des conduits qui sont en contact avec le lit de matériau entraîné par l'agent de séchage. De plus, la charge solide (la proportion du débit d'air volumétrique et du débit massique de la matière première) doit être soigneusement prise en compte afin d'obtenir une concentration de fines inférieure à la limite inférieure d'explosivité (LEL) de la matière première concernée.

Énergie spécifique consommée pour éliminer un kilogramme d'eau, représentée parFigure 10, se compose de la chaleur nécessaire pour chauffer l'agent de séchage (air) de la température ambiante à la température de séchage et de l'électricité consommée par le ventilateur. Cette dernière varie légèrement en raison de la diminution de la chute de pression à travers le lit toroïdal, causée par la diminution de la masse, due au séchage progressif. Cependant, le changement majeur de l'énergie de séchage spécifique est causé par le fait que le même apport d'énergie thermique de l'air est consommé par une plus petite quantité d'humidité éliminée du matériau, c'est-à-dire que la perte de masse due à l'élimination de l'humidité est progressivement plus faible (dm/dt plus petit). Des informations similaires peuvent être obtenues à partir deFigure 3, où l'humidité relative de l'agent de séchage à la sortie du sécheur présente un maximum clair et commence à diminuer au-delà de ce point.

L'énergie spécifique totale pour le séchage peut être significativement plus faible dans le cas de la récupération de chaleur à partir de l'air de sortie, en particulier pour une température d'entrée d'air plus élevée. Les observations sont similaires pour tous les échantillons de lignite testés. Néanmoins, les résultats eux-mêmes sont différents, bien qu'ils partagent un modèle commun. Ces différences suggèrent des différences structurelles entre les lignites d'origines différentes.

Un phénomène intéressant a été la consommation d'énergie plus élevée pour le séchage du lignite roumain à 35 °C et 50 °C. Cela peut s'expliquer par une résistance relativement élevée du lit par rapport aux autres lignites. De plus, la variation de la distribution granulométrique entre le lignite roumain humide et séché est l'une des plus faibles parmi tous les lignites (voirFigure 4). Cela pourrait suggérer que l'attrition ne devient plus importante qu'après un séchage à des températures supérieures à 50 °C. En le comparant à la consommation d'énergie pour le séchage du lignite grec (Figure 12) il est raisonnable de conclure que le seuil d’attrition est plus élevé dans le cas du lignite roumain (Figure 4). Dans le cas du lignite grec, seul le test effectué à 35 °C a montré une consommation d'énergie plus élevée que le séchage du même lignite à des températures plus élevées. Dans le cas des deux types de lignite, les différences structurelles semblent être la seule explication plausible de ce comportement. De plus, un tel comportement n'a pas été observé lors des essais effectués avec du lignite polonais. Un indicateur commun de la similitude structurelle pourrait être la teneur en cendres, car elle était similaire pour le lignite grec et roumain (environ 40 %), ce qui était différent pour les deux lignites polonais (teneur en cendres d'environ 20 % pour les deux).

Le choix des paramètres de séchage optimaux doit être effectué pour chaque type de lignite individuellement, en raison de ses propriétés uniques, déterminées par sa structure. De plus, la première estimation des paramètres de séchage est également d'une importance cruciale en termes de dimensionnement approprié du séchoir qui doit répondre aux attentes requises en termes de capacité et de qualité du produit, définie par la teneur en humidité requise du lignite séché. Le résumé des données est présenté dansFigure 17etFigure 18Les résultats obtenus montrent clairement que le changement du temps de séjour requis perd de son importance pour des températures de séchage supérieures à 60 °C, ce qui implique que des températures de séchage plus élevées ne permettraient pas de gain significatif en termes de réduction de la taille de l'équipement de séchage. Les données pourraient également être utilisées pour l'optimisation de l'unité existante, en supposant que la procédure de test similaire serait appliquée au lignite particulier. Les données présentées pourraient également être utiles pour gérer les attentes quant à la teneur en humidité qui peut être atteinte dans la pratique pour chacun des lignites individuellement. La série de tests effectués nous a permis de déterminer que pour la plupart des lignites, la teneur en humidité réalisable qui peut être atteinte après séchage est de 20 %. La seule exception est le lignite d'Australie, dans le cas duquel la teneur en humidité réalisable après séchage a été évaluée à 35 %. Le lignite de Sieniawa a été sélectionné comme échantillon représentatif global des lignites polonais.

La teneur en humidité initiale élevée et la structure physique du lignite australien posaient des difficultés pratiques, en raison des morceaux de matériau du lit collant aux parois et retombant sur le lit en raison de l'attrition, ce qui faussait les mesures de la consommation énergétique spécifique (voirFigure 16). Les grumeaux qui collaient aux parois du séchoir sont tombés à un moment donné, probablement en raison de l'attrition provoquée par le lit toroïdal. Néanmoins, on peut affirmer que la consommation spécifique d'énergie pour le séchage du lignite australien a été bien supérieure à celle de tous les autres types de lignite pour une humidité finale de l'ordre de 10 %.

Dans l'ensemble, tous les lignites, à l'exception du lignite australien, présentent des temps de séjour requis similaires, ce qui indique que la taille requise du séchoir ne serait pas significativement différente dans ces cas. Dans le cas du séchage du lignite polonais à 35 °C, le temps requis est également significativement différent, par rapport au lignite roumain et grec. Pour le lignite polonais, le temps de séchage du lignite à 35 °C était de 73 minutes, atteignant une teneur en humidité finale de 12,9 %. Le séchage à 70 °C et 80 °C a entraîné un temps de séchage significativement plus court (environ 28 minutes) et a permis d'atteindre un degré de séchage plus élevé, atteignant une humidité finale inférieure à 8 %.

RegarderFigure 18Il est clair que pour tous les lignites, à l'exception du lignite australien, une température de séchage de 60 °C est la plus avantageuse, du point de vue de l'optimisation énergétique, car elle permet de minimiser la consommation d'énergie. La température de séchage optimale pour le lignite australien est clairement de 50 °C. Il semble important de noter que la consommation d'énergie spécifique pour le lignite roumain diminue encore légèrement pour des températures de séchage supérieures à 60 °C. Cependant, l'importance est négligeable, c'est pourquoi la température de séchage la plus basse possible est conseillée dans ce cas. La raison en serait non pas directement liée au sécheur lui-même, mais plutôt à la source de chaleur. En supposant que le séchage ait lieu à la source du lignite, où se trouve également la centrale électrique, l'une des sources de chaleur possibles pour l'air chauffé serait les gaz de combustion après le préchauffeur d'air. Une température plus basse de l'air de séchage permettrait donc un Δ plus élevétpour l'