0 zwavelzuur uit zwavel

.,fl~

•

'rlt

tIf~ ~ 06/C1>L

FVO Nr. Fabrieksvoorontwerp Vakgroep Chemische Procestechnologie

• •

Onderwerp: Produktie van 96 0/0 zwavelzuur uit zwavel.

• • Auteurs

•

•

A.M. Berends H. Tollesstr. 318 Delft 015-618171

I.M. van Egmond Trompetstr. 78 Delft 015-158882

Datum opdracht Datum verslag

: 19 februari 1993 : 22 april 1994

• •

Faculteit der Scheikundige Technologie en der Materiaalkunde

Techn ische Universiteit Delft

•

• Produktie van 96 % zwavelzuur uit zwavel

•

VOORWOORD

•

Hierbij willen wij graag de volgende bedrijven en instellingen bedanken voor hun medewerking: Akzo Nobel Chemicals BV te Amsterdam The British Sulphur Corporation LTD te Londen Kemira te Pernis Koninklijke/Shell Groep te Rotterdam Monsanto Enviro-Chem te Brussel Nerefco te Rotterdam

•

Verder willen wij J. Berends bedanken voor de adviezen, C. Berends voor het printen van het processchema en F. van Polanen Petel voor het gebruik van de computer.

• •

• • • •

• •

Fabrieksvoorontwerp

nr.

3033

-ii-

• Produktie van 96 % zwavelzuur uit zwavel •

SAMENVATTING

'" •

•

• • •

•

Er is een fabrieksvoorontwerp gemaakt voor de produktie van 96 % zwavelzuur uit zwavel, met een capaciteit van 1800 ton per dag. De zwavel wordt vloeibaar aangevoerd en met gedroogde lucht verbrand tot zwaveldioxide (S02)' De verbranding vindt plaats bij 1.37 bar en 1857°C. Voor de droging van de lucht wordt 98 % zwavelzuur gebruikt.

S02 wordt met behulp van een vanadiumpentoxide katalysator in vier vaste bedden omgezet in zwaveltrioxide (S03) ' Deze exotherme reactie vindt plaats bij temperaturen tussen 415° en 620°C en bij drukken tussen 1.09 en 1.33 bar. De selectiviteit van de katalysator voor de omzetting van S02 naar S03 bedraagt 100 %. De totale conversie van S02 naar S03 bedraagt 99.8 %. Het gevormde S03 wordt na het derde en na het vierde reactorbed geabsorbeerd in 98 % zwavelzuur met een temperatuur van 88°C. Hierbij wordt zwavelzuur gevormd uit 803 en water. Het gevormde zwavelzuur wordt met water verdund tot 96 % zwavelzuur. Er wordt in het proces veel warmte geproduceerd. Waar mogelijk wordt deze warmte benut voor de produktie van hoge druk stoom. Het rendement van het gebruikte zwavel bedraagt 99.7 %. Per kg zwavel wordt 3.18 kg zwavelzuur en 4.26 kg hoge druk stoom geproduceerd. Het proces heeft twee afvalstromen, een afgasstroom en een koelwaterstroom. Er wordt per jaar 1.14 Mton afgas geproduceerd. Daarvan bestaat 864 kg uit S02' Per jaar wordt 10.54 Mton koelwater gebruikt. Het proces kent enige flexibiliteit ten opzichte van verschillende doorzetten en verschillende concentraties zwavelzuur. De totale investering in de fabriek bedraagt 343.8 Mi. De totale kosten per jaar bedragen 66.86 Mi en de bruto winst bedraagt 27.28 Mi per jaar. De return on investment is berekend als 3.97 % en de internal rate of return als -11.1 %. Het is economisch gezien niet rendabel om deze fabriek te \j o-Jl1 ~ï) e bouwen. -?

ere

Lv...f ck

• • •

•

Fabrieksvoorontwerp nr. 3033

-iii-


•

• •

•

• • •

•

INHOUDSOPGAVE

1.

INLEIDING

2. 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5 2.6

UITGANGSPUNTEN VOOR HET ONTWERP Reacties Katalysator Simulatie en thermodynamica Belangrijke gegevens van grond- en hulpstoffen en eindprodukten Gegevens omtrent de veiligheid van de stoffen Corrosiviteit

3 3 3 4 4 6 7

3. 3.1 3.2

BESCHRIJVING VAN HET PROCES Het processchema Motivatie van het processchema

8 8

4. 4.1 4.2 4.3 4.4 4.5

PROCESOPERATIE Inbedrijfstelling Procesregeling Afvalstromen Veiligheid Flexibiliteit

12 12 12 13 14 14

5.

APPARATEN

15

6.

MASSA- EN WARMTEBALANS

28

7. 7.1 7.2 7.3 7.4 7.5 7.6

KOSTENBEREKENINGEN Investeringen Produktiekosten Loonkosten Totale kosten Totale opbrengsten Winst

33 33 33 34 35 35 35

8.

DISCUSSIE EN CONCLUSIE

37

9.

AANBEVELINGEN

38

10.

LITERATUUR

39

11.

SYMBOLENLIJST

41

9

BIJLAGEN

•

• •

BIJLAGE 1.1 1.2 1.3 1.4

TEMPERATUURAFHANKELIJKE FYSISCHE EIGENSCHAPPEN Soortelijke warmte Dichtheid Viscositeit Overige fysische eigenschappen

Fabrieksvoorontwerp

nr. 3033

1.1 1.1 1.2 1.3 1.4

-iv-


• • • •

•

BIJLAGE 11

GEBRUIKTE FIGUREN EN TABELLEN

11.1

BIJLAGE lil

PROCESSCHEMA

111.1

BIJLAGE IV

SPECIFIKATIEFORMULIEREN

IV.1

BIJLAGE V V.1 V.2

POMPEN EN COMPRESSOREN Centrifugaalpompen Centrifugaalcompressoren

V.1 V.1 V.1

BIJLAGE VI

ABSORPTIE TORENS

VI.1

BIJLAGE VII VII.1 VII.2 VII.3

WARMTEWISSELAARS EN VERDAMPERS Warmtetransport Pijpzijde Mantelzijde

VI 1.1 VII.1 VII.4 VII.6

BIJLAGE VIII

STROMEN- EN COMPONENTENSTAAT

VII 1.1

BIJLAGE IX IX.1 IX.2 IX.3 IXA

INVESTERINGSBEREKENINGEN Scale-up methode Methode van Zevnik-Buchanan Methode van Taylor Methode van Wilson

IX.1 IX.1 IX.1 IX.2 IX.3

•

• •

• • •


-v-


• • • • • •

• •

1. INLEIDING In het kader van de vakken Chemische Fabriek en Fabrieksvoorontwerp is een fabrieksvoorontwerp gemaakt. Het fabrieksvoorontwerp beschrijft een proces waarmee, met een capaciteit van 1800 ton per dag, 96 % zwavelzuur gemaakt kan worden uit zwavel. Geconcentreerd zwavelzuur is een kleurloze, viskeuze vloeistof en een zeer sterk zuur. Het heeft een grotere dichtheid dan water en er ontstaat bij verdunning met water veel warmte. Zwavelzuur (H 2 S04 ) en water (HP) zijn in alle verhoudingen mengbaar, de concentratie wordt aangegeven in gewichtsprocenten HeSQ4' Een aantal fysische eigenschappen, zoals viscositeit, vriespunt en dichtheid, zijn een sterke functie van de concentratie. Zwavelzuur is een sterk oxidatiemiddel en reageert heftig met reducerende stoffen en basen. Het tast metalen aan, waarbij de corrosiviteit afhankelijk is van de concentratie. Zwavelzuur is één van de belangrijkste basischemicaliën in de industrie. Het wordt vooral gebruikt in de produktie van kunstmest, waarbij zwavelzuur fosfaat uit fosfaaterts ontsluit. Het wordt echter ook gebruikt in de produktie van onder andere pigmenten, kunstvezels, explosieven en plastics. H2S04 ontstaat als H20 en zwaveltrioxide (S03) met elkaar in contact komen. S03 wordt gemaakt door katalytische omzetting van zwaveldioxide (S02)' De belangrijkste grondstof van S02 bij de produktie van zwavelzuur is zwavel. Tegenwoordig levert het Claus-proces een aanzienlijk deel van deze zwavel. In Nederland is het de enige vorm van zwavelproduktie op commerciële schaal. Overige bronnen zijn ertsen en rookgassen met een voldoende hoge concentratie S02' De produktie van zwavelzuur is al een oud proces. Aan het eind van de Middeleeuwen werd zwavelzuur gemaakt met het zogenaamde 'loden kamer proces'. De omzetting naar H2S04 vond hierbij in één stap plaats. Zwavel werd verbrand in een vochtige atmosfeer in aanwezigheid van stikstofoxiden. In 1831 werd een methode gepatenteerd waarbij S02 bij hoge temperaturen over een platinakatalysator werd omgezet in S03' Deze katalysator gaf aanleiding tot het produceren van zwavelzuur met het 'contact proces'. In het contact proces zijn drie stappen te onderscheiden: - verbranding van zwavel - omzetting van S02 tot S03 over een katalysator - absorptie van 803 in zwavelzuur. De technologie van het contact proces heeft zich sindsdien sterk ontwikkeld, met name vanwege de explosieve stijging van de kunstmestproduktie. Het contact proces heeft het 'loden kamer proces' geheel verdreven. Belangrijk was de overgang naar een vanadiumkatalysator. Deze katalysator bleek beter bestand tegen vergiftiging en was veel goedkoper dan de platinakatalysator. De produktie van zwavelzuur is altijd sterk gekoppeld geweest aan de economie. In vroeger tijden werd de grootte van de zwavelzuurproduktie zelfs als een maatstaf gehanteerd voor de algehele toestand van de economie. De verdeling van de zwavelzuurproduktie over de wereld in 1992 is weergegeven in Tabel 1. De gegevens zijn afkomstig van The British Sulphur Corporation Ltd, 1994.

•

• •


-1-


• • •

Tabel 1: Verdeling zwavelzuurproduktie over de wereld. Gebied

Zwavelzuurproduktie [MtonfJaar]

West Europa

20

Centraal Europa

3

Voormalige Sovjet Unie

17

Afrika

16

Noord Amerika

44

Zuid Amerika

9 34

Azië

1

Oceanië

•

ITotaal

I

144

I

In Nederland is Akzo Nobel de enige zwavelzuurproducent die voor de markt produceert.

• •

• •

• •

•


-2-


•

2. UITGANGSPUNTEN VOOR HET ONTWERP

2.1 Reacties

• •

Bij het ontwerp is uitgegaan van een produktie van 1800 ton technisch zwavelzuur per dag en 8000 bedrijfsuren per jaar. De concentratie van het produkt zwavelzuur is 96 %. De benodigde zwavel wordt vloeibaar aangeleverd en met zuurstof (02) uit droge Iu.cht verbrand, waarbij S02 wordt gevormd. De warmte die hierbij vrijkomt wordt benut voor de produktie van stoom. S02 wordt met behulp van een katalysator in vier reactorbedden omgezet in S03' Tussen de bedden wordt de vrijgekomen warmte afgevoerd en voor stoomproduktie gebruikt. S03 wordt na het derde en na het vierde bed geabsorbeerd in geconcentreerd zwavelzuur. Hierbij wordt H2 S04 gevormd uit H20 en S03' Het geconcentreerde zwavelzuur wordt met water verdund. De warmte die hierbij vrijkomt wordt afgevoerd. De reacties die plaatsvinden zijn achtereenvolgens:

•

(1 )

(2)

• •

•

(3)

H2S0 4 splits in geconcentreerd zwavelzuur op in ionen volgens: (4)

Tijdens de verbranding van zwavel zal er enig S03 en NO. ontstaan, deze hoeveelheden zijn echter verwaarloosbaar klein. De conversie van reactie (1) is 100 % als er met een kleine overmaat zuurstof gewerkt wordt.

2.2 Katalysator

•

•

De commerciële katalysatoren bestaan uit een silica drager met 4 tot 9 gewichtsprocent vanadiumpentoxide (V2 0 S) als actieve component. Alkali metaalsulfaten, meestal in de vorm van natriumsulfaat, worden toegevoegd als promotors. De deeltjes zijn over het algemeen cilindervormig, doch bol- en ringvormige komen ook voor. Het temperatuurgebied waarin de katalysator gebruikt kan worden is beperkt. De ondergrens is 410 o -440°C. vanaf deze temperaturen is de katalysator pas actief. De bovengrens wordt bepaald door de thermische stabiliteit. Boven 600 o -650°C gaat.de activiteit verloren omdat de structuur van de drager aangetast wordt en het interne oppervlak vermindert. Als de katalysator actief is, vormen Vps en de alkali metaalsulfaten een vloeibare "melt" waarin de

•

•


-3-


•

omzetting van S02 plaatsvindt. De exacte reacties zijn niet bekend, doch het volgende model kan opgesteld worden: (5)

• • •

(6)

De snelheid waarmee de reacties plaatsvinden is afhankelijk van vele faktoren, zoals gassnelheid, verblijftijd, overmaat aan zuurstof en de katalysator. De conversie die bereikt kan worden bij bepaalde procescondities moet dan ook door de katalysatorproducent gegeven worden. De katalysator is vrij ongevoelig voor vergiftiging. Waterdamp levert geen problemen op voor de katalysator, zolang de temperatuur hoog genoeg is om condensatie van H2 S04 te voorkomen. Bij lage temperaturen kan water opgenomen worden door de hygroscopische componenten van de katalysator, waardoor de mechanische sterkte verlaagd kan worden. Bovenstaande informatie is afkomstig uit A.I. More.

2.3 Simulatie en thermodynamica

•

Het proces verloopt bij lage druk en middelhoge temperaturen, waarbij gassen in principe als ideaal beschouwd kunnen worden. Het thermodynamisch model wat het beste bij deze condities past, is het Soave-Redlich-Kwong model. Voor polaire componenten, zoals S02' is een uitbreiding noodzakelijk. Het Modified Soave-Redlich-Kwong model wordt daarom gekozen voor de simulatie met behulp van CHEMCAD.

•

Aangezien CHEMCAD geen goede mogelijkheid biedt het H2S04 -HP systeem te beschrijven, zijn de procesgedeelten waar zwavelzuur in voorkomt met behulp van ASPEN PLUS gesimuleerd. ASPEN PLUS heeft de beschikking over een speciaal model voor het H2S0 4-H 20 systeem. Zowel CHEMCAD als ASPEN PLUS gebruiken de ASME stoomtabellen voor de thermodynamische eigenschappen van H20.

• •

2.4 Belangrijke gegevens van grond- en hulpstoffen en eindprodukten Bij het voorontwerp is gerekend met diverse fysische stofeigenschappen. De eigenschappen die niet met de temperatuur veranderen staan in Tabel 2. De temperatuurafhankelijke eigenschappen staan in Bijlage I. De gegevens komen uit de databank van CHEMCAD uit A.I. More en W.N. Tul/er. De vormingsenthalpie is die uit de elementen in hun thermodynamisch stabiele vorm bij 25°C en 1 atmosfeer.

• •

•


-4-

• roduktie van 96 % zwavelzuur uit zwavel

•

Tabel 2: De fysische constanten van gebruikte stoffen.

I Molekuul gewicht

• •

•

I

O2

I

N2

I

S02

I

S03

I

H2 0

I

H2 S04

[g/mol]

32.066

31 .999

28.013

64.059

80.058

18.015

98.073

Vormingsenthalpie bij 25°C en 1 atm.(fase) [kJ/mol]

0 (s, Rh) -31 .04 (I)

0 (g)

0 (g)

-297.05 (g)

-395.53 (g)

285.830 (I) 241.818 (g)

-735.66 (I)

Kritische temperatuur [OC]

1039.85

-118.57

-146.95

157.60

217.74

374.20

651 .85

184.493

51.437

34.389

79.886

83.160

221.18

64.000

Kritische druk [bar]

•

S

I

Smeltpunt

[0C]

119.3

-218.8

-209.9

-75.5

16.8

0.00

10.4

Kookpunt

[0C]

444.67

-182.95

-195.8

-10.15

44.85

100.00

279.6

-

1.1275

0.80810

1.4340

-

1.000

1.8240

Specifieke dichtheid (60/60) [kg/m 3]

Zwavel

• • •

• • •

Bij 95.5°C kent vast zwavel een overgang van de rhombische naar de monoclinische kristalvorm. Deze overgang gaat met een enthalpieverandering gepaard. Zwavel wordt voor het grootste deel vloeibaar verhandeld. Vloeibaar zwavel is te koop met een zuiverheid van 99.9%. De samenstelling van de verontreinigingen varieert. De verontreinigingen bestaan echter hoofdzakelijk uit koolwaterstoffen, die voor een groot deel afgefiltreerd kunnen worden. Zwavel is een gele viskeuze vloeistof. Een bijzondere eigenschap van vloeibaar zwavel is dat de viscositeit een sterke functie is van de temperatuur, zoals te zien is in Bijlage I. De viscositeit kent een minimum in het gebied van 140o -150°C.

Zwavelzuur

Voor het ontwerp is het van belang dat de dampspanningscurve boven zwavelzuur bekend is. Onder de 98.0 % bestaat de damp grotendeels uit H20 , boven de 99.0 % grotendeels uit S03 en H2 S0 4 • Het minimum bevindt zich bij 98.0-98.5 % zoals te zien is in Figuur 11.1, Bijlage 11. De specifikatie van 96 % Concentratie: Uiterlijk: Overige bestanddelen :

technisch zwavelzuur is: 95.5 -96.5 % olie-achtige vloeistof, kleurloos tot grijsgetint ijzer max. 35 kwik max. 0.05 arseen max. 0.04


mg/kg mg/kg mg/kg

-5-

I


•

•

cadmium max. 0.05 mglkg mglkg lood max. 0.1 strontium max. 0.1 mglkg zink max. 1 mglkg chloride max. 10 mglkg oxideerbare bestanddelen (als S02) max. 5 mglkg De specifikatie van 96 % technisch zwavelzuur is afkomstig van Akzo Nobel Ghemicals BV te Amsterdam en geldt voor zwavelzuur geproduceerd uit S),(I).

2.5 Gegevens omtrent de veiligheid van de stoffen

•

* Vloeibaar zwavel:

-

* Zwaveldioxide:

-

* Zwaveltrioxide:

-

* Zwavelzuur, 98%

- niet brandbaar, bij vele reacties kans op brand en explosies - MAC-waarde: 1 mg/m3 - de stof werkt bijtend op de ogen, de huid en de ademhalingsorganen; inademing van damp en/of nevel kan ademnood (longoedeem) veroorzaken; in ernstige gevallen kans op dodelijke afloop - de stof ontleedt bij verhitting onder vorming van 803; de stof is een sterk oxidatiemiddel en r~ageert heftig met brandbare en reducerende stoffen; de stof is corrosief.

• •

• • •

•

zelfontbrandingstemperatuur ca. 235°G explosiegrenzen 35-1400 g/m 3 in lucht MAG-waarde is niet vastgesteld de stof werkt prikkelend op de ademhalingsorganen; in aanzienlijke concentraties kan de stof aanleiding geven tot bewustzijnsverlaging; in ernstige gevallen kans op verlamming van de ademhalingsorganen - reageert met ijzer onder vorming van pyrofore verbindingen; reageert met zuurstof onder vorming van S02' reageert met waterstof onder vorming van het giftige zwavelwaterstof. niet brandbaar MAG-waarde: 2 ppml 5 mg/m 3 MAG TGG 15 min: 4 ppm/ 10 mg/m3 de stof werkt bijtend op de ogen, de huid en de ademhalingsorganen; door snel verdampen kan de vloeistof bevriezing veroorzaken; inademing van de stof kan longoedeem veroorzaken; in ernstige gevallen kans op een dodelijke afloop lost op in water.

niet brandbaar, doch bevordert brand van andere stoffen kans op explosie door reacties met vele stoffen MAG-waarde is niet vastgesteld de stof werkt bijtend op de ogen de huid en de ademhalingsorganen; inademing van damp en/of nevel kan ademnood veroorzaken (longoedeem); in ernstige gevallen kans op dodelijke afloop - reageert heftig met HP onder vorming van zwavelzuur, de stof is een sterk oxidatiemiddel en reageert heftig met brandbare en reducerende stoffen; tast in aanwezigheid van vocht vele metalen aan onder vorming van waterstof.

De gegevens komen uit Nederlands Instituut voor Arbeidsomstandigheden.

• •

H-;tS Fabrieksvoorontwerp nr. 3033

L

110

PP""" -6-


•

• •

2.6 Corrosiviteit Koolstof staal is geschikt voor het transporteren van droog S02' S03' lucht en stoom en voor het transport van water. De maximale wandtemperatuur waarbij koolstof staal nog toegepast kan worden is 500°C volgens J.M. Cou/son, J.F. Richardson en R.K. Sinnott. De corrosiviteit van zwavelzuur is ruwweg in drie concentratie-gebieden te verdelen. Bij lage concentraties tot 60 % zijn de meeste materialen ongeschikt om te worden gebruikt. Bij concentraties van 60-93 % is de corrosiviteit al minder, maar nog steeds hoog; speciale materialen blijven noodzakelijk. Vanaf 93 % is de corrosiviteit zodanig dat roestvrij staal 304L of 316L gebruikt kan worden, waarbij eventueel anodische be ming toegepast kan worden. De corrosiviteit van zwavelzuur neemt met de temperatuur toe Roestvrï taal 304L en 316L kunnen met anodische bescherming tot circa 11 ooe gebruikt worden; zon er anodische bescherming kunnen zij tot gOoe gebruikt worden volgens P.D. Nolan en The Britis Sulphur Corporation Ltd, 1984.

• •

• •

• •

• •


-7-


•

3. BESCHRIJVING VAN HET PROCES

3.1 Het processchema

• • • • •

• •

Het processchema is te vinden in Bijlage 111. Vloeibaar zwavel en lucht komen op atmosferische druk binnen. De temperatuur van het zwavel is 140°C, de temperatuur van de omgevingslucht is 25°C. De luchtvochtigheid is 70 %. Ketelvoedingswater en koelwater komen op 20°C met een druk van 3 bar binnen.

Verbranding van zwavel Vloeibaar zwavel wordt eerst gefiltreerd (M1) en vervolgens op druk gebracht (P2). De zwavelpijpen zijn getraceerd met stoom, om stolling van zwavel te voorkomen. De pomp bevat een omleiding voor het geval de zwaveltoevoer afgesloten wordt. De benodigde lucht wordt aangezogen uit de omgeving, gefiltreerd (M3) en gedroogd in een absorptietoren (T4) met geconcentreerd zwavelzuur. Een compressor (C5) brengt de lucht op druk. De luchtstroom wordt in twee delen gesplitst, waarbij stroom 7 het fornuis (F6) ingevoerd wordt en stroom 8 eromheen. De grootte van stroom 7 wordt zodanig geregeld dat er een overmaat van 10 % zuurstof aanwezig is in het fornuis. Het fornuis opereert bij 1.37 bar en 1857°C. Na het fornuis wordt stroom 9 in twee warmtewisselaars afgekoeld. De eerste (H7) is een verdamper voor de produktie van hoge druk stoom. In de tweede (H8) wordt alle geproduceerde stoom op de juiste temperatuur gebracht.

Omzetting van S02 naar S03 Na warmtewisselaar H8 wordt stroom 8 bij stroom 11 gevoegd, waarna stroom 12 het eerste bed van de reactor (R9) ingevoerd wordt met een temperatuur van 418°C. Stroom 13 komt uit het eerste reactorbed en wordt afgekoeld in een verdamper (H10), voor de produktie van hoge druk stoom, tot 440°C. De afgekoelde stroom 14 wordt het tweede bed ingevoerd. Na het tweede bed wordt stroom 15 afgekoeld in een verdamper (H11), eveneens voor de produktie van hoge druk stoom, tot 440°C. Stroom 16 wordt het derde bed ingevoerd. Stroom 17 komt uit het derde bed en wordt in stroom 18 en 19 gesplitst. Stroom 18 wordt gebruikt om ingaande stroom 23 van het vierde bed op te warmen in een warmtewisselaar (H12) . Stroom 19 wordt gebruikt om ketelvoedingswater te verwarmen in een warmtewisselaar (H13). De afgekoelde stromen 20 en 21 hebben een temperatuur van 170°C en worden gemengd tot stroom 22 die de eerste absorptietoren (T14) ingevoerd wordt. Stroom 23 uit de eerste absorptietoren (T14) wordt opgewarmd tot 415°C door warmte-uitwisseling met stroom 18 uit het derde bed in een warmtewisselaar (H12). Stroom 25 uit het vierde bed wordt afgekoeld tot 170°C in een ketelvoedingswaterverwarmer (H15) en als stroom 26 de tweede absorptietoren (T16) ingevoerd . De uitgaande stroom 27 wordt via de schoorsteen afgevoerd.

Produktie van zwavelzuur

• •

De droogtoren en de twee absorptietorens worden bedreven met geconcentreerd zwavelzuur. De concentratie van de ingaande stroom is 98.0 %. De zwavelzuurstromen die de torens verlaten worden verzameld in een vat (V17), waar het zwavelzuur met water verdund wordt tot 98.0 %. Het zwavelzuur wordt uit het vat gepompt en in de twee stromen 37 en 38 gesplitst. Deze worden in de warmtewisselaars H19 en H20 afgekoeld tot 88°C. In warmtewisselaar H19 wordt de warmte

< (, 3

:;)J \J

•

-8-


(?

r

l \ v..-, - \- hSO 4

~ l- 0 ~ r

v

GL ' "

G\

J

2 VZ

~

V\

J

~ . <) Z


• •

gebruikt om ketelvoedingswater voor te verwarmen, terwijl in warmtewisselaar H20 de warmte afgevoerd wordt door koelwater. De afgekoelde zuurstromen 39 en 40 worden gemengd tot stroom 41, waarna de stromen 28, 30 en 32 afgesplitst worden die de torens ingevoerd worden. Stroom 42 is de produktstroom. Deze wordt naar een vat (V21) geleid waar de concentratie op 96.0 % gebracht wordt door toevoeging van water. Stroom 44 uit het vat wordt afgekoeld met koelwater tot 40°C en naar de opslag geleid.

Stoomproduktie

•

• • •

• •

• • •

Het ketelvoedingswater wordt in drie stappen opgewarmd. De eerste stap is warmte-uitwisseling van stroom 46 met zwavelzuurstroom 37 in warmtewisselaar H19, waarbij de temperatuur stijgt van 20°C tot 96°C. Vervolgens wordt stroom 47 op druk (41.2 bar) gebracht en verder opgewarmd in warmtewisselaar H 13 tot 131°C. De derde stap is warmte-uitwisseling van stroom 49 met stroom 25 uit het vierde bed. De temperatuur van stroom 50 bedraagt nu 217°C. Stroom 50 wordt de stoomdrum (V24) ingevoerd, waardoor een deel van de aanwezige stoom condenseert. De temperatuur van de stoomdrum bedraagt 251°C en de druk is 40.8 bar. Onder uit de stoomdrum worden de drie kokende ketelwaterstromen 51, 53 en 55 afgetapt. Deze stromen worden naar de verdampers H7, H10 en H11 gevoerd, waar een deel van het ketelwater wordt omgezet in stoom. Elke verdamper is uitgerust met een vat waar damp en vloeistof van elkaar gescheiden worden. De vloeistof wordt opgemengd met verse voeding uit de stoomdrum en teruggevoerd in de verdamper. De dampstromen 52, 54 en 56 worden naar de stoomdrum teruggeleid. Boven uit de stoomdrum wordt de stoomstroom 57 getapt, die door warmteuitwisseling met stroom 10 uit het fornuis in warmtewisselaar H8 op 410°C wordt gebracht. De stoomdrum bevat tevens een spui, waar een klein deel van de vloeistof wordt afgetapt om ophoping van vervuilingen, bijvoorbeeld ketelsteen, te voorkomen.

3.2 Motivatie van het proces schema De verontreinigingen die zwavel bevat bestaan grotendeels uit koolwaterstoffen. Bij verbranding van zwavel ontstaat hieruit o.a. Hp. Dit kan met in het proces aanwezige S03 tot H2 S04 reageren, zodat corrosie op kan treden . Door de zwavel te filtreren kan het grootste deel van de koolwaterstofverontreinigingen verwijderd worden. Om alle zwavel te kunnen verbranden is het noodzakelijk dat zwavel fijn verdeeld in contact gebracht wordt met lucht. Vloeibaar zwavel kan met een nozzel verneveld worden bij een temperatuur van 140o -150°C. Bij deze temperatuur is de viscositeit van zwavel het laagst en dat levert de fijnste verneveling op. Zo kan een complete verbranding van zwavel bereikt worden. Om de zwavel te kunnen verstuiven over een nozzel moet de zwavel op druk gebracht worden. Hiervoor wordt een zwavelpomp gebruikt. Voor de verbranding van zwavel wordt lucht gebruikt. Ondanks dat bij gebruik van zuivere zuurstof veel apparaten kleiner uitgevoerd kunnen worden, is het gebruik hiervan economisch gezien niet rendabel. Dit komt omdat zuivere zuurstof erg duur is. De lucht wordt gedroogd om vorming van H2 S0 4 uit H2 0 en S03 tegen te gaan, wat tot corrosie kan leiden. De droging wordt uitgevoerd met geconcentre~rd zwavelzuur, omdat dit al in ruime mate aanwezig is. Bovendien worden er geen verontreinigingen geïntroduceerd door het gebruik van een ander droogmiddel.


-9-


•

• •

• •

• •

De lucht wordt met behulp van een compressor op druk gebracht om de drukval van de processtroom in de rest van het proces te overwinnen. De compressor zorgt tevens voor een temperatuurverhoging van de lucht. De lucht die het fornuis ingaat wordt op deze manier voorverwarmd. De luchtstroom wordt voor het fornuis gesplitst. Bij de verbranding van zwavel tot S02 is niet alle zuurstof in de luchtstroom nodig. Door een deel van de lucht langs het fornuis te sturen heeft de stroom die het fornuis verlaat een hogere temperatuur en een kleiner volume dan wanneer alle lucht door het fornuis geleid wordt. De warmtewisselaars direct na het fornuis kunnen dan ook compacter uitgevoerd worden. De hoeveelheid lucht die door het fornuis gestuurd wordt, is zo groot dat een kleine overmaat zuurstof in het fornuis aanwezig is. Dat is nodig om ervoor te zorgen dat de conversie van reactie (1) 100 % is. De katalysator is bij temperaturen boven 410 0 -440 0 e actief. Bij temperaturen boven 600°- 650 0 e vindt echter irreversibel activiteitsverlies plaats. De processtroom die het fornuis verlaat moet dan ook gekoeld worden tot de laagste temperatuur waarbij de katalysator actief is, aangezien de omzetting van S02 naar S03 exotherm is. Vanwege de warmte die vrijkomt in de reactorbedden moet tussen de bedden gekoeld worden om onder de bovenste temperatuurlimiet te blijven. Na het derde reactorbed vindt tussenabsorptie in geconcentreerd zwavelzuur plaats. De S03 wordt zo verwijderd uit de processtroom, waardoor het evenwicht van reactie (2) in het vierde bed gunstiger komt te liggen. Alvorens de processtroom na het derde bed de eerste absoptietoren in te sturen wordt tot 1700 e gekoeld, om grote warmteverliezen via het zwavelzuur te voorkomen. De warmte die door het zwavelzuur wordt afgevoerd komt op lage temperatuur vrij en is dus niet effectief te benutten voor de produktie van stoom. De maximale temperatuur van het zwavelzuur ligt rond 11 ooe vanwege de corrosiviteit. Dieper koelen van de processtroom is niet wenselijk, omdat de temperatuur dan beneden het dauwpunt van H2S04 komt te liggen volgens G.M. Gameron, waardoor corrosie op kan treden. De stroom die uit de eerste absorptietoren komt moet opgewarmd worden om in het temperatuurgebied te komen waarin de katalysator actief is. De processtroom na het vierde bed wordt tot 1700 e gekoeld, om dezelfde redenen als de stroom na het derde bed. Na absorptie bevat de processtroom nog zo weinig S02 en S03 dat deze direct via de schoorsteen afgevoerd kan worden. Absorptie en droging vinden met 98.0 % zwavelzuur plaats, aangezien de dampspanningen van H2S0 4 , H20 en S03 boven zwavelzuur bij concentraties tussen 98.0 en 98.5 % het laagst zijn.

•

De zwavelzuurconcentratie neemt in de droogtoren af en in de absorptietorens toe. Het is dus noodzakelijk de stromen met elkaar te mengen. Tegelijkertijd moet water toegevoegd worden om de concentratie op 98.0 % te houden. In de droogtoren wordt namelijk minder H20 geabsorbeerd, dan dat er 803 in de absorptietorens geabsorbeerd wordt. Voor het bereiken van een goede menging wordt een vat gebruikt.

•

Om de drukval in het zuurcircuit te overwinnen is een pomp nodig. Bovendien is het voor het veilig bedrijven van de zuurkoelers noodzakelijk dat het zuur een hogere druk heeft dan het water. Als er dan een lek in een koeler ontstaat, lekt het zwavelzuur richting water. Het zeer verdunde zuur wat dan ontstaat is niet zo corrosief als het iets minder geconcentreerde zuur dat bij een tegenovergestelde constructie ontstaat. Bovendien zijn de procesleidingen en de apparatuur waar

• •


-10-


• •

het zwavelzuur in terecht komt kostbaarder dan de koelwaterleidingen. Als corrosie optreedt, kan het dus minder kwaad aan de koelwaterkant. Koelwater is ook makkelijker te vervangen en te neutraliseren dan het verdunde geconcentreerde zuur. Door verdunning van het zuur met koelwater worden bovendien vervuilingen in het proces geïntroduceerd. Voor de verdunning van 98 % zwavelzuur tot 96 % zwavelzuur wordt een vat gebruikt om een goede menging te bereiken. Zwavelzuur kan het best bij temperaturen beneden 40 0 e opgeslagen worden. De corrosiviteit neemt namelijk met de temperatuur af en bij 40 0 e zijn geen bijzondere materialen nodig. Een koeler voor het produktzuur is dan ook noodzakelijk.

• •

•

• •

Het is economisch gezien gunstig de warmte die bij het proces vrijkomt zoveel mogelijk te gebruiken voor de produktie van stoom. De temperaturen waarbij de warmte vrijkomt maken het mogelijk hoge druk stoom te produceren, wat het meest rendabel is. Een gedeelte van de warmte die vrijkomt door het koelen van zwavelzuur kan nuttig gebruikt worden door het ketelwater te verwarmen. De rest van de warmte moet met koelwater afgevoerd worden. Hierbij wordt het koelwater tot 38°e opgewarmd, dat is twee graden onder de maximaal toegestane koelwatertemperatuur. Er is dus nog een kleine speling met de warmte-afvoer mogelijk. Het zwavelzuur wordt tot 88°e gekoeld, omdat de maximale temperatuur waarbij roestvrij staal zonder anodische bescherming toegepast kan worden 90 0 e is. Ook hier is dus nog een kleine speling mogelijk. Het ketelwater wordt na de zuurwarmtewisselaar H19 op druk gebracht, vanwege het eerder genoemde lekkage-probleem. Later op druk brengen is niet wenselijk aangezien een tweefasen- of dampstroom veel lastiger op druk te brengen is dan een vloeistofstroom. Bovendien wordt door drukverhoging de temperatuur waarbij een tweefasenmengsel ontstaat verhoogd, zodat meer warmtewisselaars in plaats van verdampers gebruikt kunnen worden. Het ketelwater wordt op iets hogere druk gebracht dan waarop de stoom uiteindelijk moet zijn om drukvallen in de warmtewisselaars te overwinnen. Het ketelwater wordt verder verwarmd met de processtromen die het diepst gekoeld moeten worden. Dat zijn de stromen die de absorptietorens ingaan. Voor stoomproduktie zijn deze stromen door de lage temperatuur ongeschikt. De stoomoververhitter is na het fornuis geplaatst, aangezien alleen op deze plaats de benodigde warmte op voldoende hoge temperatuur beschikbaar is om in één warmtewisselaar alle stoom op specifikatie te brengen.

W ~u..~o""'-

•

~'"

"", •.,d

,.(J~sorl:}C~ .. e"'- """,,-~f-

J..aA. v t-" tLu "'-~

,t'Z

H1. J ö' . . -.., 97·)~'Z

r-o r j 6 'Z

•

• •


-11-


•

4. PROCESOPERATIE

4.1 Inbedrijfstelling

• • • • •

• •

•

• •

De conversie van 80 2 naar 803 verloopt pas boven de 420 o -440°C; daarom is het noodzakelijk de bedden voor inbedrijfstelling voor te verwarmen. Er zijn twee methoden om voor te verwarmen, direct en indirect. Directe verwarming houdt in dat een fossiele brandstof in het fornuis (F6) verbrand wordt, waarna de warme gassen door het proces geleid worden. Een nadeel van deze methode is dat er waterdamp vrijkomt bij de verbranding. De waterdamp reageert met alle nog in het proces aanwezige 803 tot zwavelzuur, wat tot ernstige corrosieproblemen kan leiden. Bij indirecte verwarming wordt de lucht via het luchtfilter (M3) en de droogtoren (T4) door de pijpen van een opstart-fornuis geleid. In dit fornuis wordt een fossiele brandstof verbrand. Indirect verwarmde lucht bevat dus geen waterdamp en levert geen corrosieproblemen op. Er is gekozen voor inbedrijfstelling met indirect verwarmde lucht, ondanks de hogere investeringen die hiermee gepaard gaan. Om indirecte verwarming met lucht toe te kunnen passen, moeten eerst de compressor (CS) en de torens opgestart worden. De compressor (CS) wordt opgestart met stoom van het net, omdat er nog geen stoom geproduceerd is. De torens worden opgestart met zwavelzuur dat aangekocht is of uit de voorraad komt. Tijdens het verwarmen met lucht wordt het zwavelzuur ook verwarmd tot de juiste temperatuur. Mocht de temperatuur van het zwavelzuur te hoog worden, dan kan het gekoeld worden met koelwater in warmtewisselaar H20. De omleiding om het fornuis (F6) is nu nog niet noodzakelijk en is gesloten. Als de bedden warm zijn kan het proces opgestart worden. Daarbij wordt niet op volle capaciteit begonnen. Achtereenvolgens worden M3, T4, M1, P2, F6, H7, R9, H10 tlm H13, H15, H19 en H22 opgestart. De omleiding van het fornuis (F6) en de klep naar de produktstroom 42 worden geopend en vat V21 wordt opgestart. De stoomoververhitter (Ha) wordt opgestart als de overige warmtewisselaars stoom produceren. De hoeveelheid zwavel, lucht, ketelwater en waterkoeling kunnen aangepast worden, net als de hoeveelheid zwavelzuur in de absorptietorens (zie hiervoor ook 4.5 Flexibiliteit). Binnen een paar uur kan de produktie op volle capaciteit gebracht worden volgens J.B. Rinckhoff en L.J. Friedman.

4.2 Procesregeling J~ ls het proces is opgestart, is het nagenoeg zelf-regulerend. Een tweetal beveiligingen is :; noodzakelijk om in noodsituaties in te kunnen grijpen. De eerste grijpt in bij een te lage luchtstroom. ~'" De zwaveltoevoer wordt dan afgesloten, om te voorkomen dat zwavel zich ophoopt in het fornuis. \vtJ De tweede grijpt in als het vloeistofniveau in de stoomdrum te laag wordt. Redenen hiervoor kunnen zijn: een te lage watertoevoer, een te hoge warmteproduktie of een lekkage. Deze problemen zijn zo ernstig dat bij een te laag vloeistofniveau van de stoomdrum de zwaveltoevoer afgesloten wordt.

De overige regelingen zijn tot een minimum beperkt om te voorkomen dat de waakzaamheid van de operators verslapt. De toevoer van luchtstroom 6 wordt geregeld in verhouding tot de zwaveltoevoer. De uittrede van het fornuis (F6) bevat een temperatuurmeter die een alarm geeft als de temperatuur te hoog wordt. Er bestaat het gevaar dat de apparaten smelten bij te hoge temperaturen. Na elk bed zijn er tevens temperatuurm.eters die een alarm geven als de temperatuur te hoog wordt. Deze alarmeringen dienen om te voorkomen dat bij te hoge bedtemperaturen de katalysator onherstelbaar beschadigd wordt.


-12-


• •

•

• • •

r

De toevoer van water naar het 98 % zwavelzuurvat (V17) wordt geregeld door een zuursterktemeter, omdat de zuursterkte erg kritisch is. Als deze te hoog of te laag wordt, treedt er corrosie op in het gehele proces. Het vat V17 bevat tevens een alarm voor een te hoog vloeistofniveau, om overstroming van het vat te voorkomen. De grootte van zwavelzuurstroom 37 naar warmtewisselaar H19 wordt geregeld op de temperatuur van stroom 39 uit warmtewisselaar H19. Het is van belang dat de zuurtemperatuur niet hoger wordt dan 88°C, dus moet er zoveel zuur door de warmtewisselaar gestuurd worden dat aan deze eis voldaan wordt. De rest van de zuurstroom kan dan met koelwater gekoeld worden in warmtewisselaar H20. In het water na de zuur water warmtewisselaars H19, H20 en H22 is een zuursterktemeter met een alarm bij het meten van zuur geplaatst. Dit duidt op een lek, waarbij snel ingegrepen moet worden om corrosie en vervuiling van het milieu te voorkomen. De grootte van zwavelzuurstroom 42 naar het 96 % zwavelzuurvat (V21) wordt geregeld aan de hand van de grootte van zwavelzuurstroom 41 uit vat V17. Aangezien de grootte van de zwavelzuurstromen 28, 30 en 32 naar de torens weinig zal variëren, kan aan de hand van de grootte van stroom 41 direct bepaald worden hoe groot stroom 42 moet zijn. De toevoer van water naar vat V21 wordt geregeld aan de hand van een zuursterktemeter, net als bij vat V17.

De stoomdrum (V24) is tevens uitgerust met alarmen voor een te hoog vloeistofniveau en een te hoge druk. Bij een te hoog vloeistofniveau kan het vat gaan overlopen zodat er vloeistof meegesleurd wordt met de geproduceerde stoom. De ketel is ontworpen voor een druk van 40.8 bar. Als deze teveel toeneemt bestaat er het gevaar dat de ketel explodeert, zodat een drukalarm noodzakelijk is.

4.3 Afvalstromen De afvalstromen zijn afgasstroom 27 en de koelwaterstromen uit de warmtewisselaars H20 en H22. De afgasstroom bedraagt 1.140 Mton per jaar, de samenstelling is vermeld in Tabel 3. Tabel 3: Samenstelling van de afgasstroom. Component

• • • • •

S

Massafractie [wt%] 0.00

S02

7.58*10.2

S03

0.00

H2S04

0.00

HP

0.00

°2

4.06

N2

94.17

Ar

1.67

Fabrieksvoorontwerp

nr. 3033

N Oy:

1

.

-13-


•

De koelwaterstromen bestaan alleen uit water en hebben een temperatuur van 38°C. De hoeveelheid die per jaar gebruikt wordt bedraagt 10.54 Mton.

4.4 Veiligheid

• •

Bij het ontwerpen van het proces heeft veiligheid de hoogste prioriteit. Onveilige situaties ontstaan als S02' S03 en zwavelzuur vrijkomen. Het zijn giftige stoffen en zwavelzuur is bijtend en corrosief. Om bij eventuele lekkages slechts kleine volumestromen stoffen vrij te laten komen, is de druk van de procesgassen zo laag mogelijk gehouden door een lage drukval over de fabriek. De keuze van materialen is bepaald door de corrosiviteit van de te verhandelen media; waar nodig is extra bescherming in de vorm van bijvoorbeeld zuurvaste stenen en anodische bescherming aangebracht. Regelmatige controle van de apparaten is gewenst, om eventuele corrosie vroeg te detecteren. Bij de zuur/water warmtewisselaars wordt de corrosie on-line gemeten.

•

De concentraties van S02' S03 en zwavelzuur in het afgas moeten regelmatig gecontroleerd worden. Additionele drukval- en temperatuurmetingen kunnen extra informatie verschaffen over het functioneren van het proces en worden aangeraden. De zuursterkte van het koelwater wordt continu gemeten en waar nodig wordt neutralisatie met behulp van een base toegepast. Indien neutralisatie nodig is, moet het lek opgespoord en gedicht worden.

4.5 Flexibiliteit

•

De fabriek is in zekere mate flexibel qua produktieniveau. Problemen kunnen optreden bij de torens, het fornuis, de reactor en de warmtewisselaars.

•

Een ander produktieniveau houdt in dat de torens moeten opereren bij gewijzigde grootte van gasen zwavelzuurstromen. Voor een goede stofoverdracht is het noodzakelijk dat de pakking op een juiste manier bevloeid wordt. De pakking legt dus grenzen op aan de flexibiliteit van het produktieniveau. Bij te lage stromen kan de pakking droogvallen, bij te hoge stromen kan er flooding optreden.

• •

Een verlaging van het produktieniveau tot 20 % is mogelijk, zonder dat dat problemen geeft in het fornuis. Bij een hoger produktieniveau bestaat de kans dat de zwavel niet volledig verbrandt in het fornuis. Een lager produktieniveau zal niet tot problemen in de reactor leiden. Bij een hoger produktieniveau daarentegen zal de conversie lager zijn. De emissie van S02 zal hoger worden en de opbrengst aan zwavelzuur uit zwavel lager. De warmtewisselaars kunnen slechts in een beperkt gebied goed functioneren. Bij een te laag produktie niveau wordt de warmte-overdracht erg slecht, bij een te hoog niveau wordt de drukval van de procesgassen te hoog en kan het oppervlak te klein worden voor de benodigde warmteoverdracht.

•

De concentratie van het zwavelzuurprodukt kan gevarieerd worden. Variatie tussen 93 % en 98 % H2 S04 is mogelijk met de materialenkeuze van vat V21, warmtewisselaar H22 en de pijpen daartussen. Zwavelzuur van andere concentraties kan. geproduceerd worden, mits de pijpen na vat V21 en warmtewisselaar H22 van een ander materiaal gemaakt worden.

•


•

-14-


• • •

• •

5. APPARATEN De apparatenlijsten staan aan het einde van dit hoofdstuk, de specifikatieformulieren zij te vinden in Bijlage IV. De ontwerpmethoden van de pompen en compressoren, de torens en de warmtewisselaars en verdampers staan respectievelijk in de Bijlagen V, VI en VII. Voor zover niet anders vermeld is het construktiemateriaal koolstof staal. Dat is het goedkoopste materiaal en omdat de wandtemperatuur van de apparaten, uitgezonderd verdamper H7, beneden de 500°C blijft is het gebruik hiervan geoorloofd.

Zwavelfilter

Het zwavelfilter is een schijf vacuüm filter van zacht staal volgens R.H. Perry en C.H. Chilton. De drukval over het filter is 0.40 bar.

Zwavelpomp

De zwavelpomp is een ééntraps centrifugaalpomp. De pomp heeft een omleiding voor het geval de klep van de zwaveltoevoer naar het fornuis dichtgaat volgens The British Su/phur Corporation Ltd,1978. Om te voorkomen dat de pomp dan uitgeschakeld moet worden, waardoor het zwavel in de pomp gaat stollen, gaat de klep in de omloopleiding open. Als de pomp geen omleiding zou hebben zou de zwavel, bij een nog werkende pomp, in de pomp gaan carameliseren. De zwavelpomp is gemaakt van zacht staal. De pomp brengt het zwavel op 2.03 bar.

Luchtfilter

•

Het filter is een continu bedreven luchtfilter. De drukval over het filter bedraagt 0.01 bar volgens R.H. Perry en C.H. Chi/ton.

Torens

•

• •

De torens worden allen bedreven in tegenstroom. Tegenstroom is voor massatransport het gunstigst omdat dan het concentratieverschil over de gehele kolom het grootste is. Er is gekozen voor keramische, ongestruktureerde pakking. Keramisch materiaal is het goedkoopste en duurzaamste materiaal bij operatie onder corrosieve omstandigheden volgens J.S. Eckert. Ongestruktureerde pakkingen worden meestal gebruikt voor de absorptie van gassen, zij bieden het voordeel van continu contact t.o.v. het trapsgewijze contact van een plaatkolom. Bovendien is bij gebruik van corrosieve stoften een ongestruktureerde pakking goedkoper dan schotels volgens J.M. Cou/son, J.F. Richarson en R.K. Sinnott. Er is gekozen voor Intalox zadels omdat deze de beste eigenschappen hebben van de pakkingen waarover informatie beschikbaar is volgens J.M. Cou/son, J.F. Richardson en R.K. Sinnott en A./. More. De grootte van de Intalox zadels is 51 mmo De torens zijn uitgerust met kaarsenfilters van 3 m hoogte om meesleuring van zwavelzuurdruppels met de gasstroom te verhinderen volgens R. /Ning. De torens zijn bekleed met zuurvaste stener] en membranen om corrosie van het koolstof staal te voorkomen volgens A./. More, J.B. Rinckhoff en O. W. McOowell Jr. De hoeveelheid zwavelzuur die de eerste absorptietoren ingaat, moet zo groot zijn dat de

• •


-15-


• • •

concentratie van het zwavelzuur niet boven de 98.5 % uitkomt. Boven 98.5 % worden de dampspanningen van S03 en H2 S0 4 namelijk te groot. De hoeveelheid zuur in de tweede absorptietoren moet zo groot zijn dat de temperatuur van het zuur onder 110°C blijkt, aangezien zwavelzuur maar tot 110°C gebruikt kan worden zonder ernstige corrosieproblemen. Luchtblower

De luchtblower is een ééntraps centrifugale turbocompressor volgens J.B. Rinckhoff en L.J. Friedmann en Simon Carves. De compressor bevat een turbine zodat hij met de geproduceerde stoom aangedreven kan worden.

Fornuis

•

Het fornuis is een horizontaal vat met een lengte/diameter verhouding van 3 tot 4 volgens J. Berends. De nozzel is een 'spinning cup burner', deze biedt het voordeel dat het toerental van de cup traploos tot 20 % verlaagd kan worden zonder dat het vernevelen problemen oplevert. Bovendien is de kwaliteit van het vernevelen bij deze nozzel dusdanig, dat het fornuis een zeer hoge warm~e~:lading aankan (zo'n 4 tot 8 miljoen kJ/(m 3 hr) volgens A.I. More).

•

Het voluri'!e is óerekend met een warmtebelading van 6*106 kJ/(m 3 hr) en is gelijk aan 113 m3 • De lengte/diameter verhouding is gekozen als 4, omdat het belangrijk is dat alle zwavel verbrand is voordat het het fornuis verlaat. Het fornuis is bekleed met hogetemperatuur isolerende stenen en met vuurvaste stenen volgens A.I. More, om warmteverliezen te minimaliseren en het gebruik van koolstof staal mogelijk te maken.

v er\,l~~~'ld

•

•

•

• •

•

>~

~~c .

Warmtewisselaars

Het ontwerpen van de warmtewisselaars wordt gedomineerd door drie randvoorwaarden. De eerste is dat de drukval van de procesgassen zo laag mogelijk moet zijn in verband met de veiligheid. De tweede is dat de lineaire snelheden van de stromen aan mantel- en pijpzijde binnen bepaalde grenzen moeten liggen (zie Bijlage VII). De derde, en minst belangrijke, is dat het ontwerp zo goedkoop mogelijk moet zijn. Een warmtewisselaar met vaste pijpplaten is de goedkoopste warmtewisselaar. Het gemiddelde temperatuurverschil mag hierbij echter niet veel groter zijn dan 80°C. De warmtewisselaar met haarspeldpijpen, die iets duurder is, heeft dit bezwaar niet volgens J.M. Cau/san, J.F. Richardson en R.K. Sinnott en E. Schlünder. De lay-out van de warmtewisselaars is telkens zodanig aangepast, dat aan alle randvoorwaarden voldaan wordt. Hierbij was het soms noodzakelijk meerdere warmtewisselaars te plaatsen , waarbij het mantel medium in serie door de warmtewisselaars gaat en het pijpmedium parallel of andersom. Als verdampers zijn horizontale en verticale thermosyphon verdampers gekozen. Dat zijn de goedkoopste uitvoeringen van een verdamper. Bij horizontale thermosyphon verdampers bevindt het te verdampen medium zich aan mantelzijde. De r~den hiervoor is dat tweefasenstroming in een horizontale buis geen stabiele warmte-overdracht en stroming in de pijp geeft. Bij verticale thermosyphon verdampers bevindt het te verdampen medium zich aan pijpzijde. Indien het te verdampen medium zich aan mantelzijde zou bevinden, zouden de pijpen bovenaan droog komen


-16-


• •

te staan. Hierdoor zou de warmte-overdracht plaatselijk erg slecht zijn waardoor de wandtemperatuur bovenaan de pijpen sterk op zou lopen. Dit zou grote spanningen in de pijp veroorzaken. Een verticale thermosyphon verdamper is goedkoper dan een horizontale volgens J.M. Cou/son, J.F. Richardson en R.K. Sinnott. De thermosyphon verdampers zijn uitgerust met een damp-vloeistof scheidingsvat. -H7:

Er is gekozen voor een horizontale thermosyphon verdamper na het fornuis, vanwege de hoge temperatuur van de procesgassen (bij intrede 1857°C, bij uittrede 791°C) . De temperatuur van het water/stoom mengsel is 251 °C. Om dure isolatie van zowel de mantel als de pijpen te voorkomen, zijn de gassen aan pijpzijde geplaatst. Er is dan alleen speciale isolatie van de pijpen aan de binnenkant nodig. De isolatie van de mantel vereist geen speciale materialen.

-H8A1B:

Het gemiddelde temperatuurverschil bij deze warmtewisselaars is veel groter dan 80°C, zodat voor een warmtewisselaar met haarspeld pijpen gekozen is. Een probleem bij deze warmtewisselaars is dat de verhouding van de volumestromen van de warmte-uitwisselende media groot is. Hierdoor liggen de snelheden bij gebruik van één warmtewisselaar niet binnen de toegestane grenzen. Dit is op te lossen door het gebruik van twee warmtewisselaars. De grootste volumestroom, het procesgas, wordt in tweeën gesplitst en aan mantelzijde geplaatst. De kleinste volumestroom, de stoom, gaat in serie door de pijpen. Om de drukval aan de mantelzijde laag te houden, wordt gekozen voor het gebruik van disk and donut baffles.

-H10\11:

H10 en H11 zijn verticale thermosyphon verdampers. Aangezien er hier geen bijzondere voorzieningen nodig zijn om de procesgassen aan de mantelzijde te plaatsen, wordt voor verticale thermosyphon verdampers gekozen. Om de snelheden en verdampingsfracties binnen redelijke grenzen te houden is gekozen voor 4 respectievelijk 6 thermosyphon verdampers, waarbij zowel het procesgas als het water parallel over de verdampers verdeeld wordt. Rekening houdend met de drukvallimitering wordt gekozen voor disk and donut baffles.

-H12:

Het gemiddelde temperatuurverschil is 78°C, zodat gekozen kan worden voor een warmtewisselaar met vaste pijpplaten. Beide stromen moeten een zo laag mogelijke drukval hebben, zodat hiermee niet bepaald kan worden welke stroom aan de mantelzijde geplaatst moet worden. De faktor die dan bepaalt waar welke stroom wordt geplaatst, is de economie. Het meest economische ontwerp heeft de laagste volumestroom aan de mantelzijde volgens J.M. Cou/son, J.F. Richardson en R.K. Sinnott. De baffles zijn van het disk and donut-type.

-H13A1B:

De gemiddelde temperatuurverschillen liggen ver boven 80°C, zodat er gekozen moet worden voor warmtewisselaars met haarspeld pijpen. Net als bij H8A1B is de volumestroomverhouding van de warmte-uitwisselende media dusdanig groot, dat twee warmtewisselaars gebruikt moeten worden. De procesgassen worden in tweeën gesplitst en door de pijpen geleid, terwijl het ketelvoedingswater in serie door de mantels gaat.

-H15:

Het gemiddelde temperatuurverschil is 100.2°C, wat aan de hoge kant is voor een warmtewisselaar met vaste pijpplaten. Toch is er hier voor gekozen, omdat

• • •

• • •

• • •


-17-


•

een warmtewisselaar met vaste pijpplaten goedkoper is dan één met haarspeldpijpen. Bovendien kan een warmtewisselaar met vaste pijpplaten volgens J.M. Coulson, J.F. Richardson en R.K. Sinnott en E. Schlünder aangepast worden om een iets hoger gemiddeld temperatuurverschil aan te kunnen. De laagste volumestroom is aan de mantelzijde geplaatst om het goedkoopste ontwerp te verkrijgen. Dit houdt in dat het procesgas aan de pijpzijde geplaatst is. Daar zijn geen bezwaren tegen, omdat de drukval laag genoeg is en omdat de snelheden aan de eisen voldoen.

• -H19, H20, H22:

• • •

•

• •

• • •

De gemiddelde temperatuurverschillen liggen voor alle drie de warmtewisselaars beneden de 80°C, zodat vaste pijpplaten toegepast kunnen worden. Het koelwater wordt aan de pijpzijde geplaatst, omdat het koelwater het meest vervuilend is. Pijpen zijn makkelijker schoon te maken en eventueel te vervangen dan de mantel. Bovendien kan de snelheid in de pijpen hoger opgevoerd worden dan in de mantel, wat het vervuilen tegengaat. Een andere reden om het zwavelzuur aan de mantelzijde te plaatsen, is dat de hoogste warmteoverdrachtscoëfficiënt bereikt wordt als de meest viskeuze vloeistof zich aan de mantelzijde bevindt volgens J.M. Coulson, J.F. Richardson en R.K. Sinnott. De hoogste warmte-overdrachtscoëfficiënt levert de kleinste en goedkoopste warmtewisselaar op. Een voorwaarde is wel dat de stroming aan de mantelzijde turbulent is. A"e drie de warmtewisselaars voldoen aan deze eis. De warmtewisselaars zijn gemaakt van 316L roestvrij staal en zijn voorzien van anodische bescherming om corrosie tegen te gaan.

Reactor voor conversie van S02 naar S03 Om de drukval zo laag mogelijk te houden, is er gekozen voor de katalysatoren LP-110 en LP-120 van Monsanto Enviro-Chem. Voor de eerste twee bedden wordt LP-120 gebruikt, deze katalysator biedt een lagere conversie en lage drukval. Voor de laatste twee bedden wordt LP-11 0 toegepast, deze katalysator biedt een hoge conversie ten koste van een hogere drukval. Tabel 4 bevat de informatie die gebruikt is bij het ontwerp van de reactor. Deze informatie is afkomstig van Monsanto Enviro-Chem. De conversie van elk bed is gedefinieerd als het percentage SO~ dat na intrede van het bed omgezet wordt. De totale conversie bedraagt 99.8 %. WOL O'GL .... yho\..o.Jo-·

(

Tabel 4: Gegevens van de gebruikte katalysatoren Bed nr.

Type

'\

/

Volume van het bed [m 3]

Tin

Ivan conversi~~ het be

Drukval

[0C]

[%]

[bar]

1

LP-120

63.0

418

58.4

1.03*10.2

2

LP-120

67.0

440

61.5

7.85*10.3

3

LP-110

91.0

440

87.0

2.11 *1 0.2

4

LP-110

133.0

415

\

90.0 /

I 2.40*10.2

~

Om de drukval laag te houden is het van belang dat de bedhoogten niet te groot zijn. Volgens A.I. More ligt de bedhoogten tussen de 0.20 en 1.00 m. Om aan deze voorwaarde te kunnen voldoen, moet de diameter van de reactor gelijk zijn aan 13.0 m. Volgens A.I. More heeft een reactor met deze diameter een hoogte van 20.0 m. De reactor is gemaakt van roestvrij staal, omdat


-18-


• •

dat een sterker materiaal is dan koolstof staal. Boven en onder elk bed is er een lege ruimte van 2.17 m, nodig voor in- en uittrede van de gasstromen en de katalysator drager. Een metalen rooster draagt het katalysatorbed; om corrosie door contact tussen de katalysator en het metaal te voorkomen ligt bovenop het rooster een laagje keramische pakking. Bovenop elk bed ligt ook een laagje keramische pakking om een uniforme verdeling van het gas over het bed te krijgen. Waar de katalysator in contact komt met de wand van de reactor is keramisch materiaal aangebracht om corrosie door contact tussen metaal en katalysator te voorkomen.

•

Het eerste bed en het tweede bed zullen het meeste onderhoud nodig hebben. Deze bedden hebben het meeste last van vervuiling door stof dat niet eerder is gevangen. Bovendien hebben deze bedden een grotere temperatuurgradiënt, zodat de katalysator eerder kan breken, of zijn activiteit kan verliezen. Het eerste bed zal het meeste onderhoud nodig hebben en wordt dus onderaan geplaatst. Het tweede bed wordt bovenaan geplaatst, zodat ook dit nog redelijk makkelijk toegankelijk is.

•

Vaten

•

De grootte van de vaten V17, V21 en V24 is gedimensioneerd aan de hand van de verblijftijd. Elk vat moet groot genoeg zijn om, indien er problemen zijn met de afvoer, gedurende een kwartier de ingaande stromen op te kunnen vangen. Voor vat V24 wordt alleen de ketelvoedingswaterstroom als ingaande stroom beschouwd, omdat de overige stromen gesloten circuits zijn waaraan netto niets toegevoerd wordt. Het volume wordt dan berekend met: (7)

•

waarbij:

Vvat

t ~v.in

•

= volume van het vat = tijd = volumestroom aan de ingang

De vaten zijn cilindrisch gevormd. De lengte/diameter verhouding wordt gekozen als 2, om eventueel doorbuigen van het vat te voorkomen. De lengte en diameter van het vat worden berekend met:

V vat

•

4

rr D 3

(8)

2

en:

D

•

met:

•


•

rr D 2 L

L 0

= lengte = diameter

~L 2

~ 2 ~'"

(9)

rml rml

-19-


•

De vaten V17 en V21 zijn bekleed met zuurvaste stenen om corrosie te voorkomen.

• •

• • • •

•

• •

•


-20-


•

APPARATENLIJST DIVERSEN Apparaat Nr:

•

Benaming Type

Capaciteit

•

[m 3/s]

M1

M3

Schijf vacuüm filter voor filtratie van zwavel

Continu bedreven luchtfilter

3.85*10.3

51.1

1.013

1.013

0.4000

0.001

Druk in (absoluut) [bar] Drukval

[bar]

•

• •

• • •

• •


-21-


•

APPARATENLIJST VOOR POMPEN, BLOWERS, COMPRESSOREN Apparaat Nr:

•

•

• • •

P2

C5

P18

P23

Benaming

Zwavelpomp

Luchtblower

Type

Centrifugaal, ééntraps

Centrifugaal, ééntraps

Zwavelzuurpomp Centrifugaal, ééntraps, vertikaal

Ketelvoedingswaterpomp Centrifugaal, ééntraps hoge snelheid

Te verpompen medium

Vloeibaar zwavel

Lucht

98 % Zwavelzuur

Ketelwater

Capaciteit in [m 3/s]

3.85*10.3

51.1

0.637

2.88*10.2

Dichtheid in [kg/m 3]

1704.5

0.966

1743.4

961.13

0.613/2.027

1.002/1.370

1.011/4.000

2.68/41.2

140.35/140.46

88.00/133.7

105.79/105.91

95.91/96.58

0.544/0.755

1620/2230

190.4/221.4

110.9/142.2

Bevat omleiding voor het geval zwaveltoevoer afgesloten wordt

Stoom aangedreven

Roestvrij staal (316L)

Druk zuig/pers (absoluut) [bar] Temp. in/uit

[0C]

Vermogen theo/prak [kW] Speciale voorzieningen

• • • • •


-22-


•

APPARATENLIJST VOOR REACTOREN, KOLOMMEN, VATEN lApparaat Nr:

• • •

T4

Benaming Irype

R9C

R9D

IAbsolute druk in/uit [bar]

1.01/1.00

1.33/1.32

1.29/1 .28

1.26/1.24

1.12/1.09

Temp. in/uit [0C] -procesgas -absorbent

25.0/88.0 88.0/86.5

418.0/618.6

440.0/528.3

440.0/489.0

415.0/423.6

64.8 7.3 11.3

63.0 13.0 0.48

67.0 13.0 0.50

91.0 13.0 0.69

133.0 13.0 1.00

Inhoud Diameter H

[m 3] [m] [m]

•

•

R9B

Absorptietoren Reactor voor Reactor voor Reactor voor Reactor voor conversie van conversie van conversie van conversie van voor drogen van proceslucht S02 naar S03 S02 naar S03 S02 naar S03 S02 naar S03 m.b.v 98 % 19 vaste bed 29 vaste bed 39 vaste bed 49 vaste bed zwavelzuur

Vulling: Type pakking

•

R9A

Katalysatortype Katalysatorvorm Katalysator diameter [mm] Speciaal te gebruiken materiaal

ongestruktureerde pakking van Intalox zadels VPs op silica VPs op silica Vps op silica Vps op silica ringen ringen ringen ringen 51.0 koolstof staal, membraan, zuurvast steen

Overig

12.5

12.5

9.5

9.5

roestvrij staal

De bedden bevinden zich onder elkaar in één reactor. Boven en onder elk bed is er een ruimte voor gas toe- en afvoer met een hoogte van 2.17 m.

• • • •


-23-


•

APPARATENLlJ8T VOOR REACTOREN, KOLOMMEN, VATEN lApparaat Nr:

•

Benaming [Type

IAbsolute druk in/uit [bar]

• •

~emp. in/uit [0C] -procesgas -absorbent [m 3] [m] [m]

Inhoud Diameter Lof H

T14

T16

Absorptietoren voor 803 m.b.v 98 % zwavelzuur

Absorptietoren voor S03 m.b.v 98 % zwavelzuur

1.16/1.13

1.04/1.06

170.0/88.0 88.0/107.5

170.0/88.0 88.0/110.0

831.3 8.4 15.0

525.3 6.7 14.9

Vulling: ~ype pakking

•

•

Grootte Speciaal te gebruiken materiaal

ongestruktureerde pakking van Intalox zadels 51.0 [mm]

ongestruktureerde pakking van Intalox zadels 51.0

membraan, zuurvast steen


V17

V21

Verdunnings- Verdunningsvat voor vat voor 98 % 96% zwavelzuur zwavelzuur

V24 Stoomdrum

1.01

3.48

40.8

106.0

103.0

250.0

573.2 7.1 14.3

10.7 1.9 3.8

31.9 2.7 5.5



Overig

•

• •

• •


-24-


•

APPARATENLIJST VOOR WARMTEWISSELAARS EN FORNUIZEN Apparaat Nr.

•

•

Benaming Type

Medium

F6

H7

H8A

H8B

H10

Fornuis t.b.v. zwavelverbranding

Horizontale thermosyphon t.b.v. voeding voor eerste bed en stoomproduktie

Pijpenwarmtewisselaar t.b.v. voeding voor eerste bed en oververhitting stoom

Pijpenwarmtewisselaar t.b.v. voeding voor eerste bed en oververhitting stoom

Verticale thermosyphon t.b.v. voeding voor tweede bed en stoomproduktie

Water Procesgas

Procesgas Stoom

Procesgas Stoom

Water Procesgas

3.67*10 4

4.48*103

4.48*103

2.60*103

1.25*103

400.8

520.1

4.84*10 3

1

1

1

4

1.36 40.8

1.36 40.8

1.36 40.3

1.32 40.8

250.7/250.7 1856.6/790.5

790.5/561 .5 250.7/331.4

790.5/561.5 336.4/410.0

250.7/250.7 618.6/440.0

Mantel is zeer goed geïsoleerd

Mantel is zeer goed geïsoleerd

Zwavel en lucht

-mantelzijde -pijpzijde ~armte-

•

ontwikkeling, [kW] ~apaciteit

6.11 *1 04

~armte~isselend

oppervlak

• •

• •

[m 2 ]

fA,antal fAbsolute druk in [bar] -mantelzijde -pijpzijde

1

1.36

lTemp. in/uit [0C] -mantelzijde -pijpzijde

134.9/1856.6

Speciaal te gebruiken materiaal

Hoge temp. isolerend steen, vuurvast steen

Overig

D = 3.0 m, L = 12.0 m; spinning cup burners

buizen zijn aan binnenzijde geïsoleerd

*

• • •


-25-


•

APPARATENLIJST VOOR WARMTEWISSELAARS EN FORNUIZEN ~pparaat Nr.

•

H11 Pijpenwarmtewisselaar t.b.v. voeding voor derde bed en stoomproduktie

Benaming Irype

• Medium -mantelzijde -pijpzijde

• •

• •

H13A

H13B

H15

PijpenPijpenwarmtePijpenPijpenwarmtewarmtewisselaar t.b.v. warmtewisselaar t.b.v. wisselaar processtroom wisselaar processtroom t.b.v. voeding naar 18 t.b.v. naar 18 voor vierde absorber en processtroom absorber en bed en verwarming van naar 18 verwarming processtroom ketelwater absorber en van ketelwater verwarming naar 18 absorber van ketelwater

Procesgas Water

Procesgas Procesgas

Water Procesgas

Water Procesgas

Water Procesgas

8.53*102

1.37*104

2.06*103

2.06*103

1.07*104

185.0

8.78*103

574.1

659.4

5.34*103

6

1

1

1

1

Absolute druk [bar] in -mantelzijde -pijpzijde

1.28 40.8

1.24 1.13

41.1 1.24

40.9 1.24

40.8 1.09

Temp. in/uit [0C] -mantelzijde -pijpzijde

528.3/440.0 250.7/250.7

489.0/170.1 88.0/415.0

96.6/114.0 489.0/170.0

114.0/131.3 489.0/170.0

131.3/217.3 423.6/170.0

Warmteontwikkeling, capaciteit [kW] Warmtewisselend oppervlak

[m 2]

Aantal

•

H12

Speciaal te gebruiken materiaal Overig

•

• •


-26-


•

APPARATENLIJST VOOR WARMTEWISSELAARS EN FORNUIZEN H19

H20

H22

Pijpenwarmtewisselaar t.b.v. koeling zwavelzuur en verwarming ketelwater

Waterkoeler t.b.v. zwavelzuur

Waterkoeler t.b.v. produkt zwavelzuur

Zwavelzuur Ketelwater

Zwavelzuur Koelwater

Zwavelzuur Koelwater

Warmteontwikkeling, capaciteit [kW]

8.87*10 3

2.53*10 4

2.27*103

Warmtewisselend oppervlak [m 2]

382.6

444.0

72.0

1

1

1

4.00 3.00

4.00 3.00

4.48 3.00

105.9/88.0 20.0/95.9

105.9/88.0 20.0/38.0

103.3/40.0 20.0/38.0




Anodisch beschermd aan beide zijden



Apparaat Nr.

• • •

Benaming Type

Medium -mantelzijde -pijpzijde

~antal

•

• •

~bsolute druk in [bar] -mantelzijde -pijpzijde

!remp. in/uit -mantelzijde -pijpzijde Speciaal te gebruiken materiaal Overig

[0C]

•

• • •


-27-

~------------------------------------------------------------------------------


•

6. MASSA- EN WARMTEBALANS Als enthalpienulpunt in de warmtebalansberekeningen is gekozen voor de elementen in hun thermodynamisch stabiele vorm bij 25°C en 1 atmosfeer.

•

Voor de enthalpie van een stof bij temperatuur T geldt: T

HT

=

L\H

+

J CpdT

+

~4>H

(10)

29a15

•

= enthalpie bij temperatuur T = temperatuur = vormingsenthalpie

= soortelijke warmte

•

= enthalpien van de fasenovergangen

Voor de enthalpie van een stroom geldt:

H tot

•

waarbij: m,j

Hr,j

•

[J/mol] [K] [J/mol] [J/(mol K)] [J/mol]

Htot

= enthalpie van een stroom

= molair debiet van component j = enthalpie van component j

(11 )

[W] [mol/s] [J/mol]

In de volgende weergave van de massa- en warmtebalans is de massa steeds in kg/s weergegeven, terwijl de enthalpie in MW is. Massa en enthalpie die cursief zijn weergegeven zijn al eerder vermeld, maar vanwege de duidelijkheid herhaald. De stomen- en componentenstaat is te vinden in Bijlage VIII.

• •

• • •


-28-

.....------------------------------------------------


• M

•

Massa- en warmte balans

In

6.56

Q

M Q

•

-------

M

Q

1

MI

6.56 0.94

M Q

Zwavel -------

0.94

Uit

.••.•..........•............ _..............

1.54*10-4

2

.•...•......................_.._..........

5.44*10"

P2

6.56

•

0.94

,

50.05

-9.07

-------

225.50 -1913.0

•

49.38 3.13

•

-------cv=r .~

Lucht 4

I

T4

I

-,-

~ I"

-------0I

224.83 -1900.8

I

............................................ r--~

2.26

CS '---

•

49.38 5.39 31.12 3.39 18.26 1.99

•

37.67 4.34 21.46 -282.87

I-------~ ~ I

----lJ-G)-

I_~j [~F~

-------Ci:1

I--~ I

~H7

•

• •

37.67 -32.46


21.46 -319.58

~

~rT-~ -29-


•

Vervolg massa- en

IN

UIT

warmtebalans M

• •

a

.

M

a

ii ~-St~~® 57 - --

H8 37.67 41.45 55.94 -3951

II

M

a

M 27.92

a -359.03

27.92 -368.02

I-r-ï--~r-- - ----~ ,-'--

R9a

•

55.94 -3951 6.10 -SO.41

•

55.94 49.99

- - - - - - - 13

I----@ I

6.10

@---

-90.84

~---

-44.68

IJL1~ -'~~-----

39.89 1.33

T

HlO

...

T

- - - - - - - 14

R9b

•

55.94 -50.01 3.00 -3954

55.94

•

•

-55.15

- - - - - - - IS

I

11

---~-

- - - - - - - 16

55.94 -55.12 43.00 4237 39.89

~-

-------®I-------~ 111 1

I

• •

Hll

R9c

15.06

•

3.00

43.00 -56.10 12.94 -12.75


HI2

- - - - - - - 20

}lli-{-~

!l

!l

-30-


• M

•

Vervolg massa- en warmtebalans

IN Q

f - - -_ + - - _

---+----=~'-----j

UIT

ttttf~ T I

27.92 1------+ - - - 49 -430.74

H13

• • R9d

•

~

____

~

______

~==~39~.S_9~+---L-=-~-~-_~2_5~-, t-----~5_7·.:-+ Illll'fsO\ -420.17

•

~

~----~------~==-3_9~.S-9_-I-t- ~ J~ ~~ 781.66

-54.21

...

-.t.

1------+ - -II -II-

~ 34

Water.

•

1110.33

I--~=..:c..--t-

-9353.2 0.19

VI7

IIII

- - - - - - - 35 1111

f - - - - - - - l ................................... .

PIS

'--,I--l_l_lO_.33-+ _______ ~ -9353.0 I.;J

~----r-----r------1

•

® ÎIÎIÎ ïl+--_S=-'""40'"-.S-'--l

~----r-----+_--~-%-~-o~qr~2~91~~~~-r-~I~~~Ä~~JIIr-----+--3-9-.60~---2-.4-2~ 3.41

•

99.46

Q

..I.....- Tl6

-6547.1

•

HIJ

1--9:-,-:~-+llllll_ -@

S3_S_.9---1 1--____-+-______I---_

•

26


W,I

T~'

r

-31-


• M

•

Vervolg massa- en warmte balans

IN

a

f--_---+ _ _ 27.92

~

~

-+I-_- - =-2_ ';=~_~=:_ ';-=- I_= -111 {~~

-443.84 f - - - - - + - W;te~

f-----+---+---~

f---,_4-:-~:.,..,·.~:-::6-i-

•

-2~~·.~5 -6921.2

I

a

335.81

-5313.0

-~

Lu

IIIIII~:=~~ -11111-1- - ~ Koelwater

Koelwater

-5338.3

M

-lili-,_@HI9 f39\---T

1-----+---+-28-8 .7------11 - uil

335.81

UIT

H20

•

.~r

821.65

~ - -11-11-1- 1- - ~

94;;::..:-6=.4 f-----+_--t-f----=.:::.-:6-=c

•

1110.33 .~ (iïl\. 765.62 . 9--1 f---9=-=3":':87=.1'-=--+ - - - - - - - & ! - - - t l___~=0---.,.ï-,.,ii-:-I-:-,ljtl+--_6-472f-----+-----t---I '" I I f-----+----+----; I '" I 224.83 28 IT 1-1-1 -1900.8 2 l ~ IJ r - -99-A- 6- - ; - - - - - t - - - -

1---0-.43--+---6-.76- -+1- - -l. . : .~-~".·'-:.=. . :~ :J~I!] ~-

TY j.

.

•

1--_ _--+-_ _ _ 30.21

@ï @

-840.8

V21

~=-=1-~-'-~=:!-5-1-=-+ - ï lï lï -- - ~ Koelwater

-480.25

Koelwater

30.21

-477.97

H22

•

r----:-::-2-,7.9.::-:'2-+ _ u

u

qv

T

T @ - u u - - + - - - - - - 1 2 0.85-181.69

1------+--0.12-+---4-J4.9.---I ~ ...mJI.lJlmm...mm...... ~96% Z8W'Tm~ P23

•

2 -434.80

ïlY -y ~ ---+I--_-_-=--3-3_9.-:o;_4~+ ï1- - - @ ~ @}·-"ï I ~: 1- - -8~: .:.;:~:.: ~-+ -1- --@ ~ @--- '1 r---_-9~-·.~-~-i 27.92 -420.17

f-- _ _-+-_ _

1 - - -7.-.92-+----+-----1

.. 4

-1- -

~50

-

I

-

V24

•

f - - - - - + - - - - - t - - -2-1.4' ~--I _____ ~

-282.87

\:!.'V

~

I

~ _ _

•

•

-6328.9


Totaal

f------: ::-:-.- :- : - + - - - - + - - - - ;

2 1 46

l.2Y -319.58 ~ ~ ______ 1--,,-2,:,,7.9='2---j 1.2.!)'

454.39

_ _

-368.02 454.39

-6329.3

-32-


• •

7. KOSTENBEREKENING

De economie is berekend met als referentiejaar 1992. Als lokatie is Nederland gekozen. De looptijd van de fabriek wordt op 10 jaar gesteld. De koers van de U.S. dollar is I 1.90, de koers van de pound sterling is I 2.75. Voor zover niet anders vermeld komen de gebruikte gegevens uit A. G. Montfoort.

7.1 Investeringen

• •

De gemiddelde investeringsopbouw van een Nederlandse chemische fabriek wordt gegeven in Figuur 11.22 in Bijlage 11. Als de grootte van één of meer van de componenten van de totale investering bekend is, kan de totale investering uitgerekend worden. De Scale-up methode bepaalt de fixed capital investering, de methoden van Zevnik-Buchanan, Taylor en Wilson bepalen de investering in proceseenheden. Om de resultaten van de vier methoden te kunnen vergelijken, wordt de investering volgens de Scale-up methode omgerekend naar een investering in proceseenheden. In Bijlage IX is de berekeningswijze van de verschillende methoden weergegeven. In Tabel 5 zijn de resultaten weergegeven. Tabel 5: Investering in proceseenheden van de verschillende methoden.

• •

IMethode

Investering

I

[Mf]

Scale-up

14.62

Zevnik-Buchanan

455.3

Taylor

216.4

Wilson

444.7

I

•

Met behulp van bovenstaande gegevens is er gekozen voor een investering in proceseenheden van 220 Mf. De investering in proceseenheden is volgens Figuur 11.22 in Bijlage II 64 % van de totale investeringskosten. De totale investeringskosten zijn dan gelijk aan 343.8 MI.

•

7.2 Produktiekosten De produktiekosten van zwavelzuur worden bepaald aan de hand van de kostprijzen en hoeveelheden van de benodigde utilities, grond- en hulpstoffen. Er geldt: N

Kp

•

=

P

L kj qj j =1

= totale produktiekosten per jaar = capaciteit van de fabriek

= kostprijs van utility, grond- of hulpstof

• •

(12)


[f/jaar] [ton/jaar] [f/eenheid]

-33-


• •

•

= hoeveelheid aan utility, grond- of hulpstof benodigd per ton produkt

In Tabel 6 is de berekening van de produktiekosten per ton zwavelzuur te zien. Voor de eenvoud van de berekening is de turbine beschouwd als electriciteitsaangedreven en zijn de hoeveelheden stoom benodigd voor tracering verwaarloosd. Tabel 6: Produktiekosten Utility, grond- of hulpstof

Kosten

[eenheid]

Hoeveelheid benodigd per ton zwavelzuur [eenheid]

j 61.75 [ton]

0.31488 [ton]

19.444

f 2.50

1.52448 [ton]

3.811

[ton] Koelwater

j 0.10 [ton]

17.56896 [ton]

1.757

Elektriciteit

f 0.13

34.5914 [kWh]

4.500

Zwavel

Proceswater

•

Prijs

[kWh]

• •

[eenheid/ton]

Produktiekosten per ton zwavelzuur

(f]

29.512

De kostprijs van zwavel is afkomstig van de Koninklijke/Shell Groep te Rotterdam en van Nerefco te Rotterdam. De kostprijs is inclusief vervoer naar het midden van Nederland. De kostprijzen van de utilities komen uit J. Grievink, F.A. Meijer en A. van den Ham. De totale produktiekosten bedragen 17.707 Mj per jaar.

7.3 Loonkosten

• • •

•

•

De loonkosten worden bepaald aan de hand van de relatie van Wessel. Deze luidt als volgt:

Lk = 32 NW P 0.24

= loonkosten in 1986 = aantal produktiestappen = capaciteit

(13)

[kj] [-] [kton/jaar]

Het aantal produktiestappen wordt bepaald door de verschillende secties die te onderscheiden zijn in het proces. Bij dit proces zijn dat er vijf, te weten de verbrandingssectie, de reactiesectie, de absorptiesectie, de zuursectie waar verdunning en koeling plaatsvindt en de stoomsectie. Invullen van vergelijking (13) levert voor de loonkosten in 1986 een bedrag op van 742.81 kj . Corrigeren met behulp van de algemene prijsindex (100.2 in 1986 en 112.5 in 1992 volgens Centraal Bureau voor de Statistiek) levert een bedrag op van 833.99 kj per jaar.


-34-


•

7.4 Totale kosten De totale kosten worden bepaald aan de hand van: (14)

•

•

met:

KT = totale kosten ac' dc' fc = constanten I = totale investeringen

[Mf/jaar] [- ] [Mf]

De grootte van de factoren ac' dc en fc worden gegeven door het "beste model", en zijn gelijk aan respectievelijk 1.13, 2.6 en 0.13. De totale kosten zijn gelijk aan 66.86 Mf per jaar.

7.5 Totale opbrengsten

• • • •

De totale opbrengsten worden bepaald door de verkoop van zwavelzuur en stoom. Zwavelzuur levert f 110.- per ton op, hoge druk stoom f 35.-. De verkoopprijs van zwavelzuur komt van Kemira te Pernis en van Akzo Nobel te Arnhem. De verkoopprijs van stoom komt uit J. Grievink, F.A. Meijer en A. van den Ham. Per jaar worden 600 kton zwavelzuur en 804.1 kton hoge druk stoom geproduceerd. De opbrengsten zijn dan gelijk aan 94.144 Mf.

7.6 Winst De bruto winst is gelijk aan de totale opbrengsten minus de totale kosten. De bruto winst is gelijk aan 27.28 Mf per jaar. Uitgaande van een belastingpercentage van 50 % is de netto winst gelijk aan 13.64 Mf per jaar. Met behulp van de netto winst kan de return on investment berekend worden. Deze is gelijk aan:

ROl =

met:

ROl Wn

Wn I

*

(15)

100 %

[%] [Mf/jaar]

= return on investment = netto winst

Invullen van vergelijking (15) levert een return on investment op van 3.97 %. Tevens kan de internal rate of return bepaald worden. Hiervoor geldt:

•

•

_ I

L np

+

i=1 (1 = looptijd van het project = internal rate of return = werkkapitaal

W

I

np

+

irr)i

+ _ _w_ _

(1

+

irr)i

=0

(16)

Daren] [%]

[Mf]

Het werkkapitaal bedraagt 6 % van de totale investeringen. Invullen van vergelijking (16) levert een internal rate of return op van - 11.1 %.

• •


-35-


•

De internal rate of return is negatief, aangezien de som van alle netto winsten over tien jaar kleiner is dan de totale investeringen. Bij deze berekening worden de netto winsten ook nog eens verkleind omdat ze verdisconteerd worden naar nu.

• • •

• • • •

• • •


-36-


• • •

8. DISCUSSIE EN CONCLUSIE

Er is een fabrieksvoorontwerp gemaakt voor een fabriek die 96 % technisch zwavelzuur produceert met een capaciteit van 1800 ton per dag. Het rendement van de omzetting van zwavel naar zwavelzuur bedraagt 99.7 %. Bij het bestuderen van dit fabrieksvoorontwerp moet men rekening houden met het feit, dat een voorontwerp slechts een benadering is. De nauwkeurigheid van een voorontwerp bedraagt meestal zo'n 30 %. De berekeningen die gedaan zijn, geven een eerste schatting van de fabriek. Aan de hand van deze benadering kan er voor gekozen worden om een nauwkeuriger ontwerp te maken. De return on investment bedraagt 3.97 % en de internal rate of return -11.1 %. De rente die momenteel voor grote bedragen bij een bank betaald wordt bedraagt 5.5 %, zodat het bouwen van een zwavelzuurfabriek economisch gezien niet erg rendabel is en niet aangeraden wordt.

•

De kostenberekeningen zijn sterk afhankelijk van de verkoopprijs van het produkt en de investeringsafhankelijke kosten. De huidige verkoopprijs voor zwavelzuur is vrij laag, zodat de winst gedrukt wordt. Het is echter niet waarschijnlijk dat de verkoopprijs over de gehele looptijd van de fabriek zo laag blijft.

•

De investeringsafhankelijke kosten bedragen zo'n 67 % van de totale kosten per jaar. De berekende grootte van de totale investeringen heeft dus een zeer grote invloed op de winst en de rentabiliteit van het proces. De methode waarmee de totale investeringen bepaald zijn, is een behoorlijk onnauwkeurige methode, zoals uit de grote verschillen tussen de verschillende methodes van berekenen te zien is. De economische analyse is dan ook vrij onnauwkeurig.

•

De oorzaken van de berekende grootte van de totale investering kunnen gevonden worden in de hoge doorzet van bepaalde proceseenheden en, in mindere mate, in de hoge temperaturen die bereikt worden in het proces. De druk en de keuze aan materialen hebben veel minder invloed op de grootte van de totale investering.

•

• • • •


-37-


• • • •

9. AANBEVELINGEN Er kan onderzoek gedaan worden naar de economische haalbaarheid van het gebruik van zuurstofrijke lucht voor de produktie van zwavelzuur. Dit is minder duur dan het gebruik van zuivere zuurstof, terwijl de volumina van de te verhandelen gassen wel afnemen. Er is dan ook onderzoek naar een nieuwe katalysator vereist die een hoger percentage 802 in het gas aankan. Door de gassen op hogere druk te zetten zijn kleinere en goedkopere apparaten mogelijk. Onderzoek kan aantonen of het toepassen van een hogere druk, ondanks de veel scherpere veiligheidseisen, toch economisch gezien gunstiger kan zijn dan produktie bij atmosferische druk. Er wordt onderzoek gedaan naar de toepassing van gefluidizeerde bedden voor de omzetting van 802 naar 803' Deze reactor heeft als voordeel dat de warmte-overdracht veel beter is. De temperatuur in de reactor blijft daardoor veel lager, met als gevolg dat het thermodynamisch evenwicht van de conversie veel gunstiger komt te liggen. Er zijn dan ook minder bedden nodig voor de gewenste conversie. Deze reactor vereist echter een katalysator die veel minder attritie-gevoelig is dan die nu gebruikt wordt. Het lijkt de moeite waard het onderzoek naar de ontwikkeling hiervan af te wachten. Er kan onderzoek gedaan worden naar de produktie van stikstof uit het stikstofrijke afgas. De concentratie van stikstof in het afgas bedraagt 94.2 %. De verkoop van stikstof kan het proces economisch gezien meer rendabel maken.

•

Door het laatste gedeelte van de fabriek in een ander materiaal uit te voeren is het mogelijk verschillende concentraties zwavelzuur te maken. Een marktonderzoek naar de prijzen van de verschillende concentraties zwavelzuur wordt dan ook aangeraden, om te kijken of het economisch gezien rendabel is om dit duurdere materiaal toe te passen.

•

Er vindt grote energiedissipatie plaats door het koelen van het zuur met koelwater. Het is mogelijk om met het warme zuur water op te warmen tot ongeveer 95°C. Mogelijke nuttige toepassingen voor dit warme water kunnen gevonden worden in stadsverwarming, energie-opwekking met behulp van een Rankin cyclus of ontzilting van zout water voor drinkwaterproduktie. Dit is ook afhankelijk van de lokatie van de fabriek.

•

Als het zwavelzuur op hogere temperatuur gerecycled zou kunnen worden door het gebruik van materialen die beter corrosie resistent zijn kan meer stoom geproduceerd worden. Tevens zijn er dan meer mogelijkheden om die vrijgekomen energie te benutten, aangezien deze op hogere temperatuur vrijkomt. De economische analyse van de fabriek is vrij onnauwkeurig. Toepassing van een methode met een grotere nauwkeurigheid kan betere inzichten geven in de economische haalbaarheid van de fabriek.

• •

• •


-38-


•

10. LITERATUUR

J. Berends, persoonlijk gesprek, 19 november 1993.

•

The Britisch Sulphur Corparation LTD, Sulphur, 1978, 136, p54. The Britisch Sulphur Corparation LTD, Sulphur, 1984, Bijlage Co-generation and energy recovery in sulfuric acid plants. The Britisch Sulphur Corparation LTD, persoonlijk gesprek, 28 maart 1994.

•

G.M. Cameron, Sulfuric/phosphoric acid plant operations, AIChE, New Vork (1982), p24. Centraal Bureau voor de Statistiek, Prijsindexcijfers voor Europa van 1956 tot 1992. Chemical Engineering, Chem. Eng., 1993, 100 (3), P 182.

•

J.M. Coulson, J.F. Richardson, R.K. Sinnott, Chemical Engineering, Volume 6, Design, 1st Ed., Pergamon Press (1991). J.S. Eckert, CEP, 1963, 59 (5), P 76.

•

H. Engels, A. Lieberam en G. Olf, Chem.-Ing.-Tech., 1991, 63 (12), P 1247. J.A. Fair, Pet. Refin., 1960, 39 (2), P 105. L.J. Friedman, Sulfuric/phosphoric acid plant operations, AIChE, New Vork (1982), p 101.

•

J. Grievink, F.A. Meijer en A. van den Ham, Handleiding voor het maken van een fabrieksvoorontwerp, T.U. Delft (1993). R. Irving, Monsanto Enviro-Chem, persoonlijk gesprek 19 oktober 1993.

•

L.P.B.M. Janssen en M.M.C.G. Warmoeskerken, Transport phernomena data companion, Delftse Uitgevers Maatschappij (1987).

o.w.

McDowell Jr., CEP, 1975, 71 (3), P 69.

A.G. Montfoort, De chemische fabriek, Deel 11: Cost engineering en Economische aspekter, T.U. Delft, (1991).

•

A.I. More, Sulphur, Sulphur dioxide, Suphuric acid, 1st Ed, The Britisch Sulphur Corporation LTD, (1984). Nederlands Instituut voor Arbeidsomstandigheden, Chemiekaarten, Gegevens voor veilig werken met chemicaliën, 9de Ed., Samson H.O. Tjeenk Willink (1993).

•

P.D. Nolan, Can. Chem. Process., 1977, mei, p 40. R.H. Perry en C.H. Chilton, Chemical Engineers' Handbook, 5 th Ed., McGraw-Hili (1973). Proces Engineering, Proces Eng. London, 1992, maart, p 19.

•

•


-39-


•

Proces Engineering, Proces Eng. London, 1992, mei, p 17. Proces Engineering, Proces Eng. London, 1993, december, p 17. J.B. Rinckhoff, Chem. Eng., 1967,74 (2), 28 augustus, p 160.

•

J.B. Rinckhoff en L.J. Friedman, CEP, 1977, 73 (3), P 79. E. Schlünder, Heat exchanger design handbook, Hemispheres publishing corparation (1983). Simon Carves, folder over zwavelzuurproduktie, 1993.

•

W.N. Tuller, The sulfur data book, McGraw-Hill, New Vork (1954).

• • •

• •

• • •


-40-


• • •

11. SYMBOLEN LIJST

= = = = = = ~ = A = Ai Aig = = Ak AI = = Am AUC i =

a ac ae ain ap

~

•

Ap Bii Big Si Bp

~

• •

Cl c2 C Co Cl C2 C EPE Cr, Cig Cl Cl

• •

•

Cp, C Ig p Cp,m Cp,p Ct Cv Cp de de di din do dp dp dP ID

Db

Oig Ok

• •

oppervlak per volume-eenheid constante dwarsdoorsnede uitlaatpijp dwarsdoorsnede inlaatpijp dwarsdoorsnede pijp effectief bevochtigd oppervlak warmte-uitwisselend oppervlak coëfficiënt stofafhankelijke coëfficiënt kolomdwarsdoorsnede stofafhankelijke coëfficiënt beschikbaar oppervlak voor dwarsstroming gemiddelde apparatenkostprijs = stofafhankelijke coëfficiënt = coëfficiënt = coëfficiënt = stofafhankelijke coëfficiënt = stofafhankelijke coëfficiënt = coëfficiënt = stofafhankelijke coëfficiënt = dichtheidscorrelatiefactor behorende bij PI = dichtheidscorrelatiefactor behorende bij P2 = capaciteit waarbij I berekend wordt = capaciteit waarbij la bekend is = constante voor de bepaling van de hydraulische diameter = constante voor de bepaling van de hydraulische diameter = E.P.E. Index = complexity faktor van eenheid i = stofafhankelijke coëfficiënt = C.E. Plant Cost Index = stofafhankelijke coëfficiënt = soortelijke warmte bij constante druk = soortelijke warmte van een ideaal gas = soortelijke warmte van het mantelmedium = soortelijke warmte van het pijpmedium = totale molaire concentratie van de vloeistof = soortelijke warmte bij constant volume = coëfficiënt = constante = diameter uitlaatpijp = binnendiameter pijp = diameter inlaatpijp = buitendiameter pijp = grootte pakking = gekozen drukval per meter pakking = drukval over pakking = diffusiecoëfficiënt = diameter bundel = stofafhankelijke coëfficiënt = diameter kolom


[m 2/m 3 ] [-] [m 2] [m 2] [m 2] 2 [m /m 3 ] [m2] [- ] [J/(mol Km [m 2] [J/(mol K)]] [m 2]

[E] [- ] [- ] [- ]

[J/(mol K2)] [J/(mol K2)] [-] [- ] [- ] [-] [ktonfjaar] [ktonfjaar]

[-] [-] [-] [-] [J/(mol K3 )] [-] [J/(mol K3 )] [J/(mol K)] [J/(mol K)] [J/(kg K)] [J/(kg K)] [kmol/m 3] [J/(mol K)] [- ] [-] [m] [m] rml rml [m] [m HP] [Pa] [m 2/s] [m] [J/(mol K4)] [m]

-41-


• •

• • •

• • • • •

•

D' = stofafhankelijke coëfficiënt Dm = binnendiameter van de mantel Op = coëfficiënt E,g = stofafhankelijke coëfficiënt E' = stofafhankelijke coëfficiënt = faktor afhankelijk van het soort proces en de AUCi f fe = constante fe = frictiefaktor uitlaatpijp %flooding = percentage f100ding fin = frictiefaktor inlaatpijp fp, = frictiefaktor pijp F'g = stofafhankelijke coëfficiënt FLV = stroomparameter FM = materiaalfaktor Fmi = materiaalfaktor van eenheid i Fp = pakkingsfaktor Fp = drukfaktor Fpi = drukfaktor van eenheid i Ft = correktiefaktor van logaritmisch temperatuurverschil Fr = temperatuurfaktor Fti = temperatuurfaktor van eenheid i g = zwaartekrachtversnelling Gm = molair gasdebiet hH20 = hoogte waterkolom hi = warmte-overdrachtscoëfficiënt pijpzijde = vervuilingscoëfficiënt pijpzijde hid ho = warmte-overdrachtscoëfficiënt mantelzijde had = vervuilingscoëfficiënt mantelzijde He = hoogte nodig voor contructie van de toren Hf = hoogte nodig voor kaarsenfilters Hg = hoogte van de gasfilmoverdrachtstrap H, = hoogte van de vloeistoffilmoverdrachtstrap Hog = hoogte van de overall gasfilmoverdrachtstrap Hog,o = hoogte van de onderste gasfilmoverdrachtstrap i = index irr = internal rate of return I = totale investeringen Is = investering in proceseenheden Is = investering in proceseenheden IF = fixed capital investering bij capaciteit C IFO = fixed capital investering bij capaciteit Co Iw = werkkapitaal jf = frictie faktor jh = warmtetransport faktor kg = gasmassa-overdrachtscoëfficiënt k; = kostprijs van utility, grond- of hulpstof k, = vloeistofmassa-overdrachtscoëfficiënt ~ = thermische geleidbaarheid van mantelmedium ~ = thermische geleidbaarheid van pijpmedium kw = thermische geleidbaarheid pijpmateriaal K, = constante benodigd voor de bepaling van Db K3 = floodingpercentage correktiefaktor K4 = faktor voor berekening van de gasbelading


[J/(mol K4)] [m] [-] [J/(mol K5 )] [J/(mol K5)] [-] [-] [-] [%] [-] [-] [J/(mol K6 )] [- ] [- ]

[-] [- ] [- ] [- ] [- ] [- ] [- ] [m 2/s] [mol/s] [m] [W/(m 2 K)] [W/(m2 K)] [W/(m 2 K)] [W/(m 2 K)] [m] [m] [m] [m] [m] [m] [-] [%]

[Mf] [kr] [k$]

[Mf] [Mf] [Mf] [- ] [- ] [kmol/(m 2 s bar)] [f/eenheid] [mIs] [W/(m K)] [W/(m K)] [W/(m K)] [-]

[-] [- ]

-42-


• •

• •

• •

• • • • •

K4 ,f100ding = faktor voor berekening van de gasbelading bij flooding [-] Ks = constante voor bepaling van gasmassa-overdrachtscoëfficiënt [-] ~ = constante voor de bepaling van de kritische warmteflux per oppervlakte-eenheid [-] ~ = totale productiekosten per jaar [f/jaar] KT = totale kosten [Mi/jaar] IB = baffle-afstand [m] L = lengte pijp [m] Le = lengte uitlaatpijp [m] Lef = effektieve lengte van de pijp [m] Lin = lengte inlaatpijp [m] Lk = loonkosten in 1986 [kJ] Lm = molaire vloeistofbelading [kmol/(m 2 s)] Lw = vloeistofdebiet [kg/sj L' w = vloeistofbelading [kg/(m 2 s)) [-] = helling van de evenwichtslijn m [-] mi = machtfaktor [kg/kmo I] Mw,1 = molaire massa van de vloeistof [-] = exponent polytroop n [-] = constante benodigd voor de bepaling van Db n1 [jaren] np = looptijd van het project [-] N = totaal aantal pijpen . [-] Ne = aantal funktionele proceseenheden [- ] Nm = aantal pijpen in de middenrij [- ] Nog = aantaloverdrachtstrappen [- ] Np = aantal pijppassages [- ] Npassage = aantal pijpen per pijppassage [-] Nw = aantal productiestappen [ton/jaar] p = capaciteit van de fabriek [ktonfJaar] = capaciteit van de fabriek p [ton/jaar] Pi = doorzet van eenheid i [ktonfJaar] Pi = doorzet van eenheid i [m] PI = pitch [- ] Pr = gereduceerde druk [bar] P = druk [bar] = kritische druk Pc [Pa] = druk aan ingang Pin [W] Ppoly = polytropische arbeid [W] = theoretische arbeid PI [Pa] = durk aan uitgang Puil [W] = werkelijke arbeid Pw [Pa] ~P = drukverhoging over de pomp [bar] ~Pm = drukval mantelzijde [bar] = drukval pijpzijde ~Pp q = warmteflux per oppervlakte-eenheid [W/m 2] = kritische warmteflux per oppervlakte-eenheid [W/m 2] qc = hoeveelheid aan utility, grond- of hulpstof benodigd per ton produkt [eenheid/ton] q Q [W] = warmteflux [J/(mol K)] R = gasconstante [- ] RFI = temperatuurverhouding benodigd voor de bep~ling van FI [(bar m3 )/(kmol K)] = gasconstante Rg = volumepercentage vloeistof [%] RI ROl = return on investment [%] = volumepercentage damp [%] Rv


-43-


• •

Si SFt tt t2 T Tt T2 Ti Tin Tk T, ~Tlm

•

ilTm Tu

•

Vm vp Vm Vw V' w Wm Wn Wr

• • •

• •

UO

x x

•

[- ] Ft

=213x

Z Zin ~ot

= hoogte pakking = compressibiliteitsfactor van het gas bij = totale hoogte van de kolom

'Y

= versnellingsgroep = viscositeit van water bij 20°C = viscositeit van fase i = viscositeit vloeistof = viscositeit van medium aan pijpzijde = polytropische efficiecy = efficiecy van de pomp = viscositeit van medium aan pijpzijde bij pijpwandtemperatuur = viscositeit damp = dichtheid bij temperatuur en druk 1 = dichtheid bij temperatuur en druk 2 = dichtheid van water bij 20°C = dichtheid van fase i = dichtheid vloeistof = dichtheid vloeistoffase = dichtheid van een tweefasenmengsel = dichtheid van een tweefasenmengsel bij 1/3x = dichtheid van medium aan de mantelzijde = dichtheid van medium aan pijpzijde = dichtheid damp = kritische oppervlaktespanning van pakking = oppervlaktespanning van water bij 20°C = oppervlaktespanning van vloeistof = parameter voor drukval van tweefasenstroming

Tlh20 Tli TIl IIp ll pol y TI pomp Tlpw llv Pt P2 PH20 Pi PI pi Plv Plv Pm Pp Pv cre cr H20 cri

•

= score van eenheid i = temperatuurverhouding benodigd voor de bepaling van = temperatuur in aan pijpzijde = temperatuur uit aan pijpzijde = temperatuur = temperatuur in aan mantelzijde = temperatuur uit aan mantelzijde = temperatuur verwarmend medium aan ingang = temperatuur aan de ingang = kooktemperatuur van het te verdampen medium = gereduceerde temperatuur = logaritmisch temperatuurverschil = gemiddelde temperatuurverschil = temperatuur verwarmend medium aan uitgang = overall warmte-overdrachtscoëfficiënt = snelheid aan mantelzijde = snelheid pijpzijde = molaire gasbelading = gasdebiet = gasbelading = massastroom aan de mantelzijde = netto winst = circulatiesnelheid = massapercentage dat verdampt


[-]

[K] [K] [K] [K] [K] [K] [K] [K] [-] [K] [K] [KJ [W/(m 2 K)] [mis] [mIs] [kmol/(m 2 s)] [kg/sj [kg/(m 2 s)] [kg/sj [Mi/jaar] [kg/sj

[%] [%] [m]

[-]

ingangscondities

[m]

[- ] [Pa [Pa [Pa [Pa

s] s] s] s] [-] [- ] [Pa s] [Pa s] [kg/m 3] [kg/m 3] [kg/m 3] [kg/m 3] [kg/m 3] [kg/m 3] [kg/m 3] [kg/m 3]

[kg/m 3] [kg/m 3] [kg/m 3] [N/m]

[NIm] [NIm] [-]

-44-


•

• •

cI>p cI>v.in

= parameter voor drukval van tweefasenstroming bij 2/3x = vloeistoffilmoverdrachtsfaktor = volumestroom pijpzijde = volumestroom bij ingangscondities

'I' 'l'h

= parameter voor fysische eigenschappen van twee fasen = gasfilmoverdrachtsfaktor

Dimensieloze kentallen: Prm = Prandtlgetal aan mantelzijde Prp = Prandtlgetal aan pijpzijde Rem = Reynoldsgetal aan mantelzijde Rep = Reynoldsgetal aan pijpzijde SCg = Schmidtgetal van het gas SC i = Schmidtgetal van fase i SC 1 = Schmidtgetal van de vloeistof

[-] [- ] [m 3/s] [m 3/s] [-] [- ]

[-] [-] [-] [-] [- ]

[-]

[-]

• • • •

• •

• •


-45-


•

BIJLAGE I: TEMPERATUURAFHANKELIJKE FYSISCHE EIGENSCHAPPEN

De hier gebruikte gegevens komen, voor zover niet anders vermeld, uit de databank van CHEMCAD.

•

1.1 Soortelijke warmte De soortelijke warmte van de gasvormige stoffen wordt berekend met:

C ig

•

P

=

A

ig

ig

T 3 + E ig T 4 + F ig T 5

(1.1)

soortelijke warmte van een ideaal gas = stofafhankelijke coëfficiënten temperatuur waarbij cpig berekend wordt

[J/(mol K)] [J/(mol KP)] [K]

=

T

•

B ig T + C ig T 2 + 0

=

C ig P . A'g Vm F,g

waarbij:

+

De coëfficiënten Aig tlm Fig staan in Tabel 1.1. Tabel 1.1: Coëfficiënten van gebruikte stoffen voor cpig.

I

•

• • •

Aig

• •

I

N2

I

S02

I

S03

I

Hp

29.287

31.150

31.400

23.312

33.392

Big * 103 [J/(mol K2)]

-5.5911

-13.565

17.500

117.39

-2.8820

Cig * 105 [J/(mol K3)]

2.5897

2.6796

7.7087

-7.4228

1.1642

Dig * 109 [J/(mol K4)]

-14.160

-11.681

-144.50

-19.001

8.0315

Eig * 10 12 [J/(mol K5)]

-3.4062

0

94.705

40.561

-12.962

Fig * 1015 [J/(mol K6)]

2.9652

0

-21.803

-12.306

3.8349

[J/(mol K)]

De soortelijke warmte van de vloeibare fase wordt berekend met:

Clp

•

O2

I

waarbij:

=

A I + BIT + Cl T 2 + 0 I T 3 + EI T 4

=

soortelijke warmte van de vloeistoffase = stofafhankelijke coëfficiënten

Bijlage I Fabrieksvoorontwerp nr. 3033

(1.2)

[J/(mol K)] [J/(mol KP)]

-1.1-

I


•

De coëfficiënten AI tlm EI staan in Tabel 1.2. Tabel 1.2: Coëfficiënten van gebruikte stoffen voor Cpl.

• •

•

s)..

I

I

I

I

Hp

I

H2S04

AI [J/(mol K)]

22.61

52.634

59.830

BI * 102 [J/(mol K2)]

2.09

24.19

39.520

Cl * 104 [J/(mol K3)]

0

-8.5085

-5.2067

DI *10 7 [J/(mol K4)]

0

10.000

3.1220

EI *10'3 [J/(mol K5 )]

0

0

-7.0570

1.2 Dichtheid

•

De dichtheid van de vloeibare fasen van water en zwavelzuur worden berekend volgens de APImethode. Hierbij wordt de dichtheid bij temperatuur en druk 2 gecorreleerd aan een bekende dichtheid bij temperatuur en druk 1. Er geldt:

• = dichtheidscorrelatiefaktoren behorende bij p,

waarbij:

• •

•

Dichtheidscorrelatiefaktor c, is gelijk aan de specifieke dichtheid (60/60) en is te vinden in Tabel 2. De specifieke dichtheid is de dichtheid van de stof gedeeld door die van water bij dezelfde temperatuur en druk. De dichtheid bij temperatuur 1 is gelijk aan de specifieke dichtheid (60/60) vermenigvuldigd met die van water bij dezelfde temperatuur en druk. Dichtheidscorrelatiefaktor c2 wordt berekend met:

(1.4)

waarbij elke coëfficiënt

•

A(i)

bepaald wordt door:

A (i) = BO(i) waarbij:

•

en P2

= dichtheden bij de temperaturen en drukken 1 en 2

T,

+

B 1(i) Pr

+

B2(i) Pr2 +. B3(i) p3r

= gereduceerde temperatuur


+

B

4(i)

p4 r

(1.5)

[- ]

-1.2-


•

P,

= index van 0 tJm 3 = gereduceerde druk

[-] [ -]

De B-coëfficiënten zijn voor alle stoffen gelijk en staan in Tabel 1.3.

•

Tabel 1.3: Coëfficiënten voor vergelijking 1.5. i

•

•

BO(i)

B2(i~

B4(i~

(*10 )

B3(i§ (*10 )

(*10 )

B'(i)

0

1.6368

-0.04615

2.1138

-0.7845

-0.6923

1

-1.9693

-0.21874

-8.0028

-8.2328

5.2604

2

2.4638

-0.36461

-12.8763

14.8059

-8.6895

3

-1.541

-0.25136

-11.3805

9.5672

2.1812

De dichtheid van de vloeibare fase van zwavel wordt berekend met:

(1.6)

• waarbij:

pi Ap tJm Op

•

De coëfficiënten Ap tJm Op zijn te vinden in Tabel 1.4. Tabel 1.4: Coëfficiënten voor vergelijking 1.6.

• •

=

dichtheid vloeistoffase = coëfficiënten

Ap

0.66640

Bp

0.10440

Cp

1313.0

Op

0.11400

1.3 Viscositeit

De viscositeit van de vloeistoffase wordt berekend met:

I A (~ __ 1) og 17 1 = T] T BT]

• waarbij:

•

•

=

viscositeit van de vloeistoffase = stofafhankelijke coëfficiënten


(1.7)

[mPa s] [-]

-1.3-


•

Tabel 1.5 bevat de coëfficiënten niet gevonden.

~

en B" voor water. Coëfficiënten voor andere stoffen zijn helaas

Tabel 1.5: Coëfficiënten voor vergelijking 1.7. 656.25

•

•

I1

B"

283.16 I1

1.4 Overige fysische eigenschappen

Over de formules die gebruikt zijn bij de berekeningen van de viscositeit van de gasfase en van de thermische geleidbaarheid van de gasen vloeistoffase is er niets gevonden. Er is van uitgegaan dat wat CHEMCAD en ASPEN PLUS berekend hebben juist is.

•

• • • •

• •

•


-1.4-


•

BIJLAGE 11: GEBRUIKTE FIGUREN EN TABELLEN

10,---~------~---.----~

•

ReCiPf'Jating

E

10- -f----\--+---+---+--JL-----j 1

I

3 10

l

..; 10-'

..

.s:

;;; .0

•

E

,i

10- + - - - r 7 f - - t T - - r - - - - - j

:;

''"" Cl)

a.

.

o

I

0.

'" >

10->

10

oleum

multl

ioZ

10-' -I----.H----~'!o---+---;

:;

98

II Single - stoçe 1750 rpm .

-

3500 rpm .

1 la

100

99

:.t

~Qle~stage

V

+..,..-+-..,..--+---+..,.....,"""'1 8590 95

•

~ 0 I-

3

'iH'~

Multi- stage. si~~e -stage

0

-I--~---+-~~"""'=--;

la 4

wt -% H,SO. concentratian

Figuur 11.2: Pompkeuze bij verschillende debieten en opvoerhoogten uit J.M. Cou/son, J.F. Richardson en R.K. Sinnott.

Figuur 11.1: Dampspanning boven zwavelzuur uit A./. More.

• •

100

80 ~

•

>.

0

c !1

60

~

Gi 40 0. E ::>

Cl-

...

--- -,..-------

-~ --

~"'~ V ,. ,. -

I"""

1---

'" '"

i".'

...

,.

20

•

o

10°

10'

10 2

Figuur 11.3: Pomp efficiency bij verschillende doorzetten uit J.M. Cou/son, J.F. Richardson en R.K. Sinnott.

•

• •

Bijlage" Fabrieksvoorontwerp nr. 3033

-11.1-

• Produktie van 96 % zwavelzuur uit zwavel 9or--;------------r-----------.---------~

• •

~

...

w

;., u

c

'" .!:!

• • •

L;j

70

~~~I·O~--------~I~O--------~~IO~O--------~ VOlumetrie flow rate (suction conditions l.

m 3/s

Figuur 11.4: Polytropische efficiency bij verschillende doorzetten uit R.H. Perry en G.H. Ghilton.

6.0t----+_....d-f-+++--+++----+--+-H+H-!+----t--+-+-I---+-.J...+.j...j

• • • • • •

::==,='====1===1

00~~I--~0~C2~~0~~~0~~~~o~'--~O~2--~OL4~0~6~~'0----2~0--~4~O-L6LoLLU,oo --FlV-

Figuur 11.5: Faktor K4 tegen stroomparameter uit J.M. Gou/son, J.F. Richardson en R.K. Sinnott.

Bijlage I1 Fabrieksvoorontwerp nr. 3033

-11.2-


•

53 2

28

1·4

12

1·0

11

0·95

1

26

1

,

1

-,I 111 11

1

NOG

I

10

,iI ,/;'1 I~~ ~:;.. 1~~ f--

0 I

2

5

065

I

V 1/ / 11 V / V II / VV ~

IJ

II

11 'I j

....P

/ J

l--

/

0 ·7

V

V / V VI ""

8

2

/

/

1 I I 1 J !I 1 /1 ij VI/ /7 7 /

rl / J 7

4

/

V

/

Ij

l/

!I//iJ

6

1

/

/

7 I

16

,

075

i/

/ 1

1 Ij

/1 1

12

•

r

/

7

08

V

1

14

•

/1

1

22

18

•

1

./

1

20

•

0 ·85

/

/

24

•

/

11

09

V/ V V V/ V

v/

V I7 v

, 'j // ~ ' / v ~A I//~ // ~;7 Jh@ ~ v""

/

0 ·6 0·55 05

04 0 ·3

v l-V vj...l-./

0 ·2 0 ·1

~v k±;f

-

Figuur 11.6: Aantal gasoverdrachtstrappen tegen concentratiereduktie, bij verschillende produkten van verhouding van gasen vloeistofstromen en helling van de evenwichtslijn uit J.M. Cou/son, J.F. Richardson en R.K Sinnott.

~ vb~o

~~ ~ v"..,

II ~ ~ ;:::::;

'-ti'

~

1

I I 10

1000

20

100

•

In . (mml

BO

/'"'

V V / /'

• 20

• • •

~

1/V V

o

10

V-

1(251

~ ./

l!
t-

~

~

~

-

'-- ~z(121

V

20

30

40

50

60

70

BO

90

100

Percent flàOdlnq ~

Figuur 11.7: Gasfilmoverdrachtsfaktor tegen het percentage flooding, bij verschillende pakkinggroottes uit J.M. Cou/son, J.F. Richardson en R.K. Sinnott.

Bijlage 11 Fabrieksvoorontwerp nr. 3033

-11.3-

1


• •

I I

10- '

I ,

I

r---

I,Z

02 )

I

I

~

-

f--',!,,"

-~

--

..--: .;:::::;--

~

-I-

f-- I "2 (38)

I

-

r---..!.~ - (mm)

t...-

~

~ ~ ~

...-:.,.

F"'"

'0. 2

•

10' I-I

Figuur 11.8: Vloeistoffilmoverdrachtsfaktor tegen de vloeistofbelading bij verschillende pakkinggroottes uit J.M. eou/son, J.F. Richardson en R.K. Sinnott.

1-0

........

0 -9

..,

•

'"

'\~

0 -8

\

:.: 0 -7

\

06 05

\ 0-4

o

20

60

40

100

80

Percent flooding -

•

Figuur 11.9: Floodingspercentage correctiefaktor tegen percentage flooding uit J.M. eou/son, J.F. Richardson en R.K. Sinnott. Figuur 11.1 0: Beginw~~rde voor de warmteoverdrachtscoëfficiënt voor verschillende /

•

media uit J.M. eou/son,

J.F. Richardson en 80iling oqueou._

R.K. Sinnott.

•

Dilute BOlllng orgomcs - Condensation ofgonic

Poraftins

•

,#

vapou~ - . / ) "

~?i/ / "

.....

"-

Heavyorgonees

Molten

""

Oqueou~

'Olt.~,

#

'

0". ""../), Air end gos high pre'Ssure

\

(",(--< '

",

Residue ' "

•

r Air ond

'lOS"

low pressure

~o Air ond gos

I~

>-l::;:!..

/"

Snnes

I

RN'er. ..elf, H~t heat

2000

~

I

4000

z~

~

Steorh conden.ing

8011l~,,

woter

4~

Thermol fluid

Condensate

sec water trooster Ot

Refrigeron\s

Service fhJld coethcîent. W/m2 ·C -

Cooling lower water

• •


-11.4-


•

•

I F,

I

•

--5.Figuur 11.11: Temperatuur correctiefaktor bij verschillende temperatuurverhoudingen bij één mantel- en twee of veelvouden van twee pijppassages uit J.M. eou/son, J.F. Richardson en R.K. Sinnott.

•

'0

o.

o.

•

N

F.

0 0

• ... "-co o · 6 6

0

"6

en

6

'"0

0'

o.

•

0 '0

0 '

0'

"

o·

-

.,

0 '

5

Figuur 11.12: Temperatuur correctiefaktor bij verschillende temperatuurverhoudingen bij twee mantel- en vier of veelvouden van vier pijppassages uit J.M. eou/son, J.F. Richardson en R.K. Sinnott.

•

• --5--

•

• •

Figuur 11.13: Temperatuur correctiefaktor bij verschillende temperatuurverhoudingen bij een divided-flow mantel en twee of veelvouden van twee pijppassages uit J.M. eou/son, J.F. Richardson en R.K. Sinnott.


-11.5-

• Produktie van 96 % zwavelzuur uit zwavel ·e

•

Figuur 11.14: Temperatuur correctiefaktor bij verschillende temperatuurverhoudingen

~.

bij een split-flow mantel en twee pijppassages uit J.M. Cou/san, ::!

I

1

•

Ft

"

I

:0

•0

Q)

0 0

A

o'" uo.

0

0

J.F. Richardsan en R.K. Sinnatt.

I '[ '"

'"uo

0

~ ,~

C !j

.'

•

I

0'

0>

:' .-5

"

--$-

10

,

J"'57'91

0,

..

'61'91

Z

1"

S 6 'e91

] """'1

, •• 0

:5

..

S 5 7891

·• ·••

-

,

·,

•

z

,,::-"" •,

•

,

. :........ ............., ........ ~

c

..,~o

.

·• z

I

i,

•

~

i'-.

•,

'",

"

~8

........

'I"-

Lid

verschillende lengte/diameterve'rhoudingen uit J.M. Cau/san, J.F. Richardsan en R.K. Sinnatt

$~

z

240

~'< 500

,

•,

........

........

........

........

............

·· ,

-- --,.

•

~ "v "

•

..............

1

" ' b 1 S91

Z

-'

]4'61'9'

)4'6'."

10'

10'

-

•

het Reynolds getal bij

•

120

J

,,

Figuur 11.16: Warmtetransport faktor aan de pijpzijde tegen

•• 24

··• 10'

•

4

Reynokh number,


10"

]4'6189

,

10'

-

, "

Re--

-11.6-


•

0.08 0.1 0.06

e~~~~~~~!Ï~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~!!$!l "- '"

"

~ f---~-+++++----4--4--~rt++++----+--4--~-r++tr----t--t-i-t~rHH

0.04 f-----''k-I'''--+-+-+-t-H-tt---i

•

g ~~~~H-----~-r-+-r++++r----+--+-+-rtiitt----t--t-t-rtt~ N c: o

'"

~~-+++++----4-~--~~++++----+-~--~-r++tr----t--t-i-t~rHH

0.02 I- ---+--4---'I~ "'-+-i-+-t-t-----j -;;; f---H-+-t+N-- 1/2 independent of Re 0.015~----+--+-~~~~r----i

'-

,{

0.008 0 .006 1----.1----'---+--'--'-1-1-1-+--"'...",-I" ~~!;;:::; ;,;;; laminar flow '" 0 .004 I-

•

O 002 .

I-

0 .0015

I I

I

I

d

g:g~

U8~

-<' 1

~_

I

0.004-

I

-

I I

/

--

smooth pipes

I

I I

r--::~_- ,~

.

I

--

I

I

I I

.l..!.

-

-

:=t=::::::t~;' Re -~~~~~~~~33~~~~~~~~~~~~~~~~~o~.o~ooïo~~~5 I=f~~~~::EES~~~~'~~~l333

10 2

2

4

6 810 3

2

4

6 810·

2

4

6 810 5

2

4

6 810 6

2

4

\00

E E

!l

'"E

90

80

PuIHhrough flooting heod

I

2

"0

'"

'öc:

.,"

70

I

~

.:

60

E 0

~

'"

"0 ~

50

Ë 0; J:;

Cf)

---

.---.---

.........

~

~

V--

--

1.---~

Spilt - ring flooting heod

40

.-

Outside pocked heod 30

•

20

0

F,.ed

• • •

0 .0 006 0 .0002 0 .0001

0.00061-----~~~~~~11r---~--~~~++~----~~-+~+4++r----+--+-+-~~~+~r----+--+-+-~~1~I~

•

•

~:~~~~

I I ---r~~~~n~. O~O~OOO:l

___

Figuur 11.17: Frictie faktor voor pijpstroming tegen het Reynolds getal uit L.P.B.M. Janssen en M.M.C.G. Warmoeskerken.

•

F

-J=l4 g:gt~

I

-=

I I ~

I

I

' I

ol

0 .00081--0 .0011---

•

III

..

I

1/2

relative

~ ~~-+++++'~-rq-~--~~++++----+--4~~-r++tr----t--l roughness

04

rnd

06

U- tlUbe

08

I·

o

\. 2

Bunçle dlometer. m

Figuur 11 .19: Verschil tussen bundeldiameter en binnenmanteldiameter tegen bundeldiameter voor verschillende typen warmtewisselaars uit J.M. Coulson, J.F. Richardson en R.K. Sinnott. Bijlage 11 Fabrieksvoorontwerp nr. 3033

-11.7-

6 8 10 7


:OC.o .

•

500

•

-

-- -'-

.

•

,

i'

,

,

! I :

I

/

'./

; i

I

, I

)'

-7

' :, /

!

I

./

.

,.

•

. , • -i--'-.-'-

.

"

11111

•

•

~

• l-r--;"::'+:

__ -,-

i

. ~ .

.,

; .

'-

• . , . ,

,.

•

o

.1

I

.2

.3

x

I

.4

FRACTIONAL

.5

,9

.6

VAPORIZATION

Figuur 11.18: Parameter voor tweefasenstroming tegen dampfraktie bij verschillende", uit J.R. Fair.

• • •


-11.8-


•

10'

~

,

z

,

458789'

,

Z

..

• ,

5 61891

,

8

..

5

,

6 '''9 I

..

)

,

" 7891

4

"i 11591,

••,

••

•

J

J

·

•

Z

Z~"

,~ ~

•

,~

••

.

,

•

r--.

~~

........ r-. .. -

tttQ- "

•• • • 1

·•

Battle cuts, percent ó end 0 .,--15 25 35

t-...""-.

2

:3v

ifr --

~

-

J

J

z

45

t--

4

_

. .

.)4S67891

:5

10 2

KJ'

..

So6789'

~

:5

..

J

$61891

- - Reynolds number t

~

1

:::=

~

b- r--r::

. t=

t-

I~,,

• • • ,

-

-=r- t:-

-

•

•

,

.,

. .

4

c

..••

_.

t----

..

t-j::,: t-

J

5'7891

~

Re--

-

4

..

2

S 6 189

,,

10'

Figuur 11.20: Frictie faktor aan mantelzijde tegen het Reynolds getal bij verschillende percentages battle cut uit J.M. Cou/son, J.F. Richardson en R.K. Sinnott.

•

10'"

••,"

. • ... >

z

,

.

z

. ...

,

l

•• 1

..

·

5 6 7891

••, •>

•>

•

·

I ~~ ~b. ,

...! 10- 1

~U

•>

2

•

u

4

c

1

..

2

.,~

t-....

.........

~

~ ~

~

4

2

25

,10.

-

--.....;::

~

2

..

5 ' 18 91~l

,

J

J

J

,

8

~ ~5 35

· IO'

..•

~

•

~ ::--...

I

2

~ 15

,

,

15

25 35 l' 45

Ó ond 0

::::::;:;:; .

,

10-]

l-..-'

Battle cuts, percent

••,

•

J

~ ~ ~~

~

0

J:

t'--,

-

z

4

I

-

J

]

.. 5 6 7 11 'I~]

.)

..

S 678') I

10'

--

·,•

:%~t,

.

4

1

1

2

.

,

Ol

,

- - Reynolds number R e -

•

•

•

Figuur 11.21: Warmte-overdrachts faktor aan mantelzijde tegen het Reynolds getal bij verschillend~ percentages battle cut uit J.M. Cou/son, J.F. Richardson en R.K. Sinnott.


-11.9-


•

~53% materiële zaken zoals apparatuur, leidingen

64%}-[

S%

~

loon

27% 16%

•

. indirect

1

.,

Of

197. engineering + toezicht 1 : 14% L

s tart-up/pre-oper. 67. licenties

Figuur 11.22: Gemiddelde investeringsopbouw van een Nederlands chemische fabriek uit AG. Montfoort.

6%

1w:

•

----CS%

1.4

103 ,

\

a.

IJ... 1.3

\

L.

.3 1.2 ~

~

~ 1.1

~

:J

•

L.

'01.0

-Ec 102

a.. ~

/ / 1

-..............

10-1 druk. in atm.

10-3

10

Figuur 11.24: Drukfaktor tegen druk uit AG. Montfoort.

0

•

'-....:

/

/

~

x

~

1.0

a..E Ol

c:

10

1. 1 -

'0 :J

•

0

1.2 -

Zevnik - Buchanan

J::. L.

Koistofstaal 0 r-B rons Ko olstof / Molybd een Aluminium Ls meedijzer

41

>

1.3 -

.x: :J

Ro estvrijstaal (AISI 321)

L.

'0

1.4 -

•

0

0.05

0.1

Q15

02

025

0.3

1.4 +'

11.

C1l

ei. 1.1

•

u..E

1.6

Ro estvrijstaal(AISI316) Ha stelloy C

Mo nel

1.7 -

E

!!

I

I I

1.3

.312 .>f. •

•

1.5

Nic kei

,

L.

•

0 -' v

cu

druk faktor Fp

Figuur 11.23: Drukverhouding tegen drukfaktor uit AG. Montfoort.

•

Wo rthite

L-

1

"---

1.0 -100

r-

-10

I

I

I

i

I I I I I

0

I

;

I

i

I

-------r---,

100 10 tem;:eratuur in ·C

Figuur 11.25: Temperatuurfaktor tegen temperatuur uit A G. Montfoort. Bijlage 11 Fabrieksvoorontwerp nr. 3033

/

I

I

1.8 -

!

7

1.9 ...,

2.0

I 1000

Tit aan

iI I

10.000

Figuur 11.26: Materiaalfaktor voor verschillende materialen uit AG. Montfoort.

-11.10-


• 1

1

•

I

vaste

\>-vloeis to tten I

Tabel 11.2: Pijpdiameters en bijbehorende wanddiktes uit J.M. Cou/son, J.F. Richardson en R.K. Sinnott.

stoften~4Hr-~I--------------r

•

vloeis toff en/ vaste stoffen

c

::>

t~

Outside diameter (mm)

Wall thickness (mm)

16 20 25 30 38 50

Q)

Ol

C'J L

Q)

>

1·2

1·6 1·6 1·6 1·6

2·0 2·0 2·0 2·0 2·0 2·0

2·6 2·6 H 2-6 2·6

3·2 3-2 3-2 3·2

•

10 2 +-....,.....,...,...+----..-j~-+ , ~I-'--"""'''''''''-'"1-...--+ 20 0.5 1 2 3 4 5 10 investeringsfaktor t

Figuur 11.27: Average Unit Cost tegen investeringsfaktor uit A.G. Montfoort.

• Tabel 11.1: Ontwerp gegevens voor diverse pakkingen uit J.M. Cou/son, J.F. Richardson en R.K. Sinnott.

•

Sizc in. Raschi~

rings Ccramic

• • •

•

•

Mctal (tlcnsity for carhon steel)

Pall rings Mctal (dcnsity for carbon stcel)

Plastics (tlensity for polypropylcnc)

Intalox saddlcs Ccramic


0·50 1·0 1·5 2·0 3·0 0·5 1·0 1·5 2·0 3·0

mm

13

25 38 SI

76 13 25 38 51 76 16 25 32 51 76 16 25 38

Bulk dcnsity (kg/m l )

Surfacc arca a . (m1 / m l )

881 673 689 651 561 1201 625 785 593 400

368 190 128 95 69 417 207 141 102 341 210 128 102 66 341 207 128 102 85 480 253 194 108

0·625 1·0 1·25 2·0 3·5 0·625 1·0 1·5 2·0 3·5

SI

593 481 385 353 273 112 88 76 68

89

64

0·5 1·0 1·5 2·0 3·0

13 25 . 38 51 76

737 673 625 609 577

72

Packing factor Fp

640

160 95 65 36 300 lIS

83 57 32 70 48 28 20 16 97 52 4û

25 16 200 92 52 4û

22

-11.11-


•

Tabel 11.3: Beginwaarden voor overall warmte-overdrachtscoëfficiënt uit J.M. eou/son, J.F. Richardson en R.K. Sinnott. Shell and tube exehangers Hot Huid

•

Cold Huid

Hea! e:cchangers Water Organie solvents Light oils Heavy oils Gases

Water Organie solvents Light oils Heavy oils Gases "

SO(HSOO 100-300 100-400 S0-300 lo-S0

Water Water Water Water Brine Brine Brine

250-750 350-900 60-300 20-300 150-500 600-1200 15-250

Coolers

•

Organie solvents Light oils Heavy oils Gases Organic solvents Water Gases

Heacl!rs

• •

Steam Steam Steam Steam Steam Dowtherm Dowtherm " Flue 2ases Flue -

Water Organic sol\"ents Light oils Heavy oils Gases Heavy oils Gases Steam Hydrocarbon vapours

1500-4000 500-1000 300-900 60-450 30-300 50-300 20-200 30-100 30-100

Water Water Water Water

1000-1500 700-1000 500-700 200-500

Aqueous solutions Light organics Heavy organics

1000-1500 900-1200 600-900

Condensers Aqueous vapours Organic vapours Organies (some non-condensibles) Yacuum condensers

Vaporisers

•

Steam Steam Steam

Air-cooled exchangers Process /luid

•

300-450

Water Light organics Heavy organics Gases, 5-10 bar 10-30 bar Condensing hydrocarbons

300-700 50-150 50-100 100-300 300--600 Immersed eoils

• •

• •

Coil

Pool

Nacural circulacion Steam Steam Steam Aqueous solutions Light oils

Dilute aqueous solutions Light oils Heavy oils Water Water

500-1000 200-300 70-150 200-500 100-150

Dilute aqueous solutio'ns Light oils " Heavy oils Water Water

S()()--'1500 300-500 200--400 400--700 200-300

Agi!aced Steam Steam Steam Aqueous solutions Light oils


-11.12-


•

Tabel 11.4: Constanten Kl en nl bij verschillende pitches en aantal passages uit J.M. Couison, J.F. Richardson en R.K. Sinnott. Triangular pitch, p, = 1·25d. No. passes

•

K,

(}319 2·142

n,

2

4

6

8

(}249 2-207

(}175 2·285

(}0743 2-499

(}0365 2·675

2

4

6

8

(}158 2·263

(}0402 2·617

(}0331 2·643

Square pitch, PI = 1·25d. No. passes

• • • • •

(}215 2·207

I

I

(}156 2-291

Tabel 11.5: Vervuilingscoëfficiënten van verschillende media uit J.M. Coulson, J.F. Richardson en R.K. Sinnott.

Tabel 11.6: Thermische geleidbaarheid van diverse wandmaterialen uit J.M. Coulson, J.F. Richardson en R.K. Sinnott.

Coefficient (W/m l 'C)

Fluid

Metal

3000-12,000 1000-3000 3000--6000 3000-5000 1000-2000 1500-5000 4000-10.000 2000-5000 3000-5000 5000-10.000 20OQ-5OO0 5000 5000 5000 2000 2500 5000 5000 3000-5000

River water Sea water Cooling water (towers) Towns water (soft) Towns water (hard) Steam condensate Steam (oil free) Steam (oil traces) Refrigerated brine Air and industrial gases Flue gases Organic vapours Organic liquids Light hydrocarbons Heavy hydrocarbons Boiling organics Condensing organics Heat transfer fluids Aqueous salt solutions

rrt)l.."C:S.S tellurIa

C1ft,"k~1

pUlttl

Brass (70Cu, 30Zn) Copper Nicke1 Cupro.nickel (10 per cent Ni) Mone1 Stainless steel (18;8) Steel

600 0-100

Titanium

~pil~J

,I!

AmtDUI\~

Slc;,n1 ldullnin~

Atanauni ... m nÎlntc

Amnwn~

r..bylcnc Io.bylcn<

I'ulm>l~,hyd<

ct;alyti~

kdinay~~s

0,.1<

r.ly:...! lIy,""ullulllic

:ancJ niltic: ~\:'hJ rloPYIcn.:. ('0 . >nu 11,0 J-Jccuulysis \Ir N~n

(]7";')

J::.hyknc

C::H~I)'th:.

Mclh4nul

c~I~lytic:

l::thyh:n.c: :an'-' ,,':llucinc: ~1.:j,J

'O:JjlilaJ

in'Wc:stmc:n!

j'l:UH ~i:t..: .

in~tn,,::'\r.

pCI ~="nY.:ll

Qp:l"';c)"

Inn nf rmclyc:

ntiu

10 100 100 iOC SO

so 511 50

~h:tl~no1

lIyIlH~"\:n lluutW..: ~t\u 11 1 0 CO,. n;,tur.J1 P~ • .JncJ 111::."1\

NiH ... ~\:'icJ fhi~h uren.th)

Ammoni~

"hullorhori~ ~c;MJ

Ç~h.:iI,un plk)~h~tl: ~ncJ

"ul7'cthyl.:n~

""':I t;,I~' jt

C;lc~lylic

10 5 10 60 100

ff09ylcnc

R~tin.:ty ~~Jt:S

Sul"., cu:.lytic r\mmoni:a >nd ('0,

cn~""yr

mi!/iun

:!~

15 J


100 60

400 200 150

JO

0.6R 0.C5 0..11 0.65 0.'0

.s00

HO

0.45

x

160 620

0.81 0.73 0.55 0.75 0.6a 0.60 0.60

JI In 9 5

leoo l~no

soo :JO <0 400

10

lil

S

2$ !i

".50.

(h-':h /Jens;'y) bhyten..: c::at.Jlytic

Sullur;c: 3cid UI'"

m PUW\:t fa~lu' h': fot pbnl.

TypteJ

lCOO

,011 ,.<1 ('0 Q1;alyli..: I-,urylene CUI"I"=f ,,:hlurkJe

Arni-::adc1 "«tUfte

n"t~ft,ul

•

. 202 206 97 104 116 388 378. 62 59 45 30 16 45 45 36 16

$ hl' n~ . "\J· .

Cb~.nn.:

•

0 100 0 100 400 0 100 0 212 0-100 0-100 0-100 0 100

Tabel 11.7: Machtfaktor voor verschillende fabrieken uit A.G. Montfoort.

rrwycl uI ptoceu

•

k.(W/m°C)

Aluminium

Fi.'IIi .."\l·

•

Temperature (' C)

2 2 5

2000 2CO 20

80

0 .60

0.65 0.70 0.65 0.70

-11.13-


• Tabel 11.8: Materiaalfaktor voor verschillende materialen uit A.G. Montfoort.

• •

F m

CONSTRUCTION MATERIAL :

0

Cast iron, carbon steel, wood

1

0,1

1,26

0,3

Aluminium, copper, brass, stainless steel (400 series) Honel, nickel, inconel stainless steel (300 series) Has telloy, etc.

2,0

0,4

Precious metals

2,5

0,2

loFm

1,58

• Tabel 11.9: Complexiteitscore voor processtappen uit A.G. Montfoort.

•

Score

-3 Reuth'c t.hrou~;Nt (t/t product) 0.2 R.~:tion time: in b (rcactioa.. crysu.llis.ation. cte:)" SIOUI=C time in week, Tempentu:. extreme

•

-1

-I

0.3$

0.6

1 20

ro

Min Tcm('Culul"C txlnme MaJIi J"rCUUfC u IRt:\( (alm) Min

r:-cuurc c,tzvnc ~Icrws

re>

(~t:n)

M1'

-lH 1700

2300

$

14

1 -75 1100 0.01 SO'

-2.5 500 0.1 10'

tL~lsI

sst. K«bush

of C'onsltUction

S

I lS 8

1. 7

1 3

Ill~Sd. tbLMSt. Intond PVC "i
100 Titanium IbstcUoy

40 110

13 69

700 Precious mcull

67

110

1500

Tanl~llum

~tond

MultistrcatTÛn,:. No. S1'C'd~1

•

or strurns

11

3

condilicns:

(a) F-'rl~ion. dust. oc!our Of toxicitr problcms. Score 1 ir. INljor probLcm.. i:'l nllMl betls.. Score J. (c) Ois:illin;: m.2IC'~S or s.imibr b. pl Score I it b.p,- dirrerente <$·C 2"4 Score 2 ir < I-c. (d) Ti.,t\t !'pccir.cation c..~ Score I ir distiJbtien is to rcduc:c 'key' eomj'Oncnt te 10 rpm JcYCl (cl FiJm cv;roulion c..s. in LuWL Score 1. (b) RC2Clions

CD",,~'OII

ol JrCl't to to'tlutt'U indu

5<0 .. (5) C... ~"'c.. öndc.

•

PbL.\lS1

fi

-3 -1 -I 0.4 0.6 0..

1 1.3

"rOt liq\lid phase ruclions onl,. AU othc:rs score· O. EJumd lincd IftiId "oei. SI'l>L~ • Lead Uned mild

1

1.7

3 2.1

4 2..

b MS· Mild .tcel Css •

"m

j

3.7

4.'

7" 6.3 &.1

StainJea Itcc.l.

10.6

la 14

11 11

11 1)

13 )0

14 )9

U -'I

16 "

aRt.MS. Jlubbc, liDC'd mild stcd. ~[bLMS. Ebonicc titted mild 1Icd. JaMS·

.

• • •


-11.14-


•

BIJLAGE 111: PROCESSCHEMA

• • •

• •

• • •

• •

Bijlage lil Fabrieksvoorontwerp nr. 3033

-11 1.1-

•

•

•

•

•

•

•

•

•

H8

....

,

,-,

". /

J

r--------I

96 % ZWAVELZUUR

V21 Koelwater

t,11 ... 3 T4 Fe

Zwave/fIIter luchtfilter Droogtoren Fornuis

V17 Verdunningsvat 98 " zwave/zuur

o

Stroomnummer

Produktie van 96 " zwavelzuur

T140 Absorptietoren

V21 Verdunningsvat 96 " zwave/zuur

D

Temperatuur In C

FVO 3033

T16 Absorptfetoren

V240 Stoomketel

Ooruk fn bar (abs)

R9

Reactor

A..... Berends

April 1994

1.....

van Egmond


• • •

•

BIJLAGE IV: SPECIFIKATIEFORMULIEREN Technische Universiteit Delft Vakgroep Chemische Procestechnologie

SPECIFIKATIEFORMULIER CENTRIFUGAALPOMP : : : :

Apparaatnummer Dienst Type Aantal

•

: : : : : :

Fluïdum Temperatuur in Temperatuur uit Dichtheid in Viscositeit in Dampspanning

Vloeibaar zwavel 140.35 140.46 1704.5 0.812*10.3 0.034

[kg/m 3 ] [N 51m 2 ] [bar] bij temperatuur: 120.0

[m 3/s] [bar] [bar]

Theoretisch vermogen

: 0.544

[kW]

Nuttig effekt Asvermogen

: 72 : 0.755

[%] [kW]

(J (pz) (pp)

[0C]

Aantal omw. per minuut Aandrijving Draairichting

Pomp Bijzondere voorzieningen

I

CONSTRUKTIEVE GEGEVENS

I

: 3500 : Elektrisch : Voorwaarts MATERIAAL

I

•

[0C] [0C]

: 3.85*10-3 : 0.613 : 2.027

Capaciteit Zuigdruk Persdruk

I

VERMOGEN

I

•

P2 Zwavelpomp Centrifugaal, ééntraps 1

FYSISCHE GEGEVENS POMPVLOEISTOF

I

I

•

Datum: 22/4/94 Ontwerpers: A.M. Berends I.M. van Egmond

I

: Zacht staal : Pomp bevat omleiding voor het geval de zwaveltoevoer afgesloten wordt zodat zwavel niet carameliseert in de pomp.

• • •

Bijlage IV Fabrieksvoorontwerp nr. 3033

-IV.1-


•

Technische Universiteit Delft Vakgroep Chemische Procestechnologie


TORENSPECIFIKATIEBLAD

•

• •

: T4

IAPparaatnummer

I Functie Type toren Aantaloverdrachtstrappen HETS 1e trap overige trappen Diameter toren Hoogte toren Materiaal toren

BEDRIJFSCONDITIES Voeding

• •

•

•

Samenstelling O2 N2 Ar H2S04 Hp S02 S03

[0C] [bar] [kg/m3] [kg/sJ

Absorptie middel

I Top

Bodem

25.0 1.01 1.17 50.05

88.0 3.48 1766.3 224.83

88.0 1.00 0.97 49.38

86.5 1.01 1768.9 225.5

20.49 76.40 0.94 0.00 2.15 0.00 0.00

0.00 0.00 0.00 90.00 9.99 0.00 0.00

20.94 78.08 0.96 0.00 0.00 0.00 0.00

0.00 0.00 0.00 88.67 11.32 0.00 0.00

[mol %]

ONTWERP

I Type pakking Materiaal pakking Afmeting pakking

I

: absorptie : met ongestructureerde pakking :6 : 0.19 [m] :0.42 [m] : 7.2 [m] : 11.3 [m] : Koolstof staal, membraan en zuurvaste steen

I Temperatuur Druk Dichtheid Massastroom

I

ALGEMENE EIGENSCHAPPEN

: Intalox zadels : keramiek : 0.051

I [m]

• •

•


-IV.2-


•



WARMTEWISSELAARSPECIFIKATIEBLAD

•

: H7

IAPparaatnummer

Aantal:


I

I

• •

• • •

Type

: Thermosyphon verdamper

Uitvoering

: Met vaste pijpplaten

Positie

: Horizontaal

Capaciteit Warmtewisselend oppervlak Overall warmte-overd rachtscoëfficiënt Logaritmisch temperatuurverschil (LMTD)

: : : :

3.67*104 1.25*103 30 977.9

[kW] (berekend) [m 2] (berekend) [W/(m 20 C)] (globaal) [0C]

Aantal passages pijpzijde Aantal passages mantelzijde Correktiefaktor LMTD (min. 0.75) Gecorrigeerde LMTD

: : : :

1 1 1.00 977.9

[0C]

Pijplengte Pijpdiameter Wanddikte Aantal pijpen Pitch

:3 : 5.0*10.2 : 2.6*10.3 : 2728 : 6.25*10.2

Manteldiameter Baffle-afstand Soort baffle

: 3.50 : 1.05 : Segmental

• •

Temperatuur IN Temperatuur UIT Druk in Drukval Materiaal

•

[m]

(driehoek)

rml [m]

BEDRIJFSCONDITIES

Massastroom Massastroom te verdampen Gemiddelde soortelijke warmte Verdampingswarmte

•

rml rml [m]

I

I

Soort fluïdum


[kg/sJ [kg/sj [J/(kg 0C)] [kJ/kg]

[0C] [0C] [bar] [bar]

1I

Mantelzijde

Pijpzijde

Ketelwater

Procesgas

214.6 21.46

37.67 0.874

1.72*103 250.7 250.7 40.8 0.00 Koolstof staal

1856.6 790.5 1.36 0.00 Koolstof staal en keramische isolatie

-IV.3-


•




•

: H8A

IAPparaatnummer

Aantal:


I

I

•

• • •

•

Type

: Warmtewisselaar

Uitvoering

: Haarspeld

Positie

: Horizontaal

Capaciteit Warmtewisselend oppervlak Overall warmte-overdrachtscoëfficiënt Logaritmisch temperatuurverschil (LMTD)

: : : :

Aantal passages pijpzijde Aantal passages mantelzijde

:8 :1

Correktiefaktor LMTD (min. 0.75) Gecorrigeerde LMTD

: 0.98 : 372.6


:3 : 3.8*10.2 : 2.6*10.3 : 1192 : 5.7*10.2


: 2.60 [m] : 1.30 [m] : Disk and donut

I

Massastroom Gemiddelde soortelijke warmte Temperatuur IN Temperatuur UIT

• • •

[kW] [m 2] [W/(m 20 C)] [0C]

(berekend) (berekend) (globaal)

[0C] [m] [m] [m] [m]

(vierkant)

BEDRIJFSCONDITIES

Druk in Drukval Materiaal


I

Mantelzijde

Pijpzijde

Procesgas

Stoom

[kg/sj [J/(kg 0C)]

18.84 1.274

27.73 0.645

[0C] [0C]

790.5 561.5

250.7 331.4

[bar] [bar]

1.36 0.02 Koolstof staal

40.8

Soort fluïdum

•

4.48*103 4.01*102 30 380.2

1I

0046

Koolstof staal

-IVA-


•




•

I

• • • • •


Type

: Warmtewisselaar

Uitvoering

: Haarspeld

Positie

: Horizontaal


: 4.48*103 : 5.20*102 : 30 : 299.1


:8 :1


: 0.96 : 287.1


:3 : 3.8*10.2 : 2.6*10.3 : 1568 : 5.7*10.2


: 2.85 [m] : 1.43 [m] : Disk and donut

•

• •

[kW] [m 2] [W/(m 20 C)]

Gemiddelde soortelijke warmte Temperatuur IN Temperatuur UIT Druk in Drukval Materiaal


I


[0C]

[0C] [m] [m] [m] [m]

(vierkant)

BEDRIJFSCONDITIES

Massastroom

1

I

I

I Mantelzijde

Pijpzijde

Procesgas

Stoom

[kg/sj

18.84

27.92

[J/(kg °C)]

1.274

0.662

[0C] [0C]

790.5 561.5

331.4 410.0

[bar] [bar]



Soort fluïdum

•

Aantal:

: HBB

IAPparaatnummer

-IV.5-


•




•

: H10

IAPparaatnummer

Aantal:


I

I

•

•

• • •

Type


Uitvoering


Positie

: Vertikaal

Capaciteit Warmtewisselend oppervlak Overall warmte-overd rachtscoëfficiënt Logaritmisch temperatuurverschil (LMTD) Aantal passages pijpzijde Aantal passages mantelzijde Correktiefaktor LMTD (min. 0.75) Gecorrigeerde LMTD

: : : : : : : :


:3 : 2.0*10"2 : 1.5*10"3 : 3060 : 3.5*10"2

Manteldiameter Baffle-afstand Soort battle

: 1.60 [m] : 1.00 [m] : Disk and donut

I

Gemiddelde soortelijke warmte Verdampingswarmte Temperatuur IN Temperatuur UIT

•

• •

[kW] [m 2] [W/(m 20 C)] [0C]


[0C] [m] [m] [m] [m]

(vierkant)

BEDRIJFSCONDITIES

Soort fluïdum Massastroom Massastroom te verdampen

•

2.60*103 4.84*102 20 268.8 1 1 1.00 268.8

41



1 Mantelzijde

Pijpzijde

Procesgas

Ketelwater

[kg/sJ [kg/sJ

13.98

76.25 1.52

[J/(kg °C)] [kj/kg]

1.04

[0C] [0C] [bar] [bar]

1.72*103

618.6 440.0

250.7 250.7



-IV.6-


•


Datum: 22/4/94 Ontwerpers: A.M.Berends I.M. van Egmond


•

• •

•

Type


Uitvoering


Positie

: Vertikaal

Capaciteit Warmtewisselend oppervlak Overall warmte-overdrachtscoëfficiënt Logaritmisch temperatuurverschil (LMTD) Aantal passages pijpzijde Aantal passages mantelzijde Correktiefaktor LMTD (min. 0.75) Gecorrigeerde LMTD

: : : : : : : :

Buislengte Buisdiameter Wanddikte Aantal buizen Pitch

:3 : 2.0*10.2 : 1.5*10.3 : 1171 : 3.5*10"2


: 1.05 [m] : 1.00 [m] : Disk and donut

I

• •

•

8.53*102 1.85*102 20 230.6 1 1 1.00 230.6

[kW] [m 2] [W/(m 20 C)] [0C]


[0C] [m] [m] [m] [m]

(vierkant)

BEDRIJFSCONDITIES

Massastroom Massastroom te verdampen Gemiddelde soortelijke warmte Verdampingswarmte Temperatuur IN Temperatuur UIT Druk in Drukval Materiaal


I

Mantelzijde

Pijpzijde

Procesgas

Ketelwater

[kg/sj [kg/s]

9.32

4.98 0.50

[J/(kg °C)] [kJ/kg]

1.04

[0C] [0C]

528.3 440.0

250.7 250.7

[bar] [bar]



Soort fluïdum

•

61


• •

Aantal:

: H11

IAPparaatnummer

1.72*103

-IV.7-


•




• •

• • •

•

I


Type

: Warmtewisselaar

Uitvoering


Positie

: Horizontaal


: : : :


:1 :1


:1 : 78.0


:6 [m] : 2.5*10'2 [m] : 2.5*10'3 [m] : 18713 : 3.75*10,2 [m]


[m] : 5.00 : 1.50 [m] : Disk and donut

I Massastroom Gemiddelde soortelijke warmte

• •

•

1.37*104 8.78*10 3 20 78.0

[kW] [m 2] [W/(m 20 C)] [0C]



1I

I


[0C]

(vierkant)

BEDRIJFSCONDITIES

I

Mantelzijde

Pijpzijde

Procesgas

Procesgas

[kg/sJ

43.00

39.89

[J/(kg 0C)]

1.210

0.849

[0C] [0C]

489.0 170.1

88.0 415.0

[bar] [bar]

1.24 0,02 Koolstof staal


Soort fluïdum

•

Aantal:

: H12

IAPparaatnummer

-IV.8-


•




•

IType

• •

•

ALGEMENE EIGENSCHAPPEN : Warmtewisselaar : Haarspeld

Positie

: Horizontaal

Capaciteit Warmtewisselend oppervlak Overall warmte-ove rd rachtscoëfficiënt Logaritmisch temperatuurverschil (LMTD)

: : : :


:2 :1


: 0.97 : 179.4


:6 : 3.8*10.2 : 2.6*10.3 : 810 : 4.75*10.2


: 1.55 [m] : 0.31 [m] : Segmental


•

• •

2.06*103 5.74*10 2 20 185.0

[kW] [m 2] [W/(m 2 °C)]



1

I I


[0C]

[0C] [m] [m] [m] [m]

(driehoek)

BEDRIJFSCONDITIES

I

Mantelzijde

Pijpzijde

Ketelwater

Procesgas

[kg/sj

27.92

6.47

[J/(kg 0C)]

1.371

1.210

[0C] [0C]

96.6 114.0

489.0 170.0

[bar] [bar]



Soort fluïdum

•

Aantal:

Uitvoering

• •

: H13A

IAPparaatnummer

-IV.9-


•




•

Aantal:

: H13B

IAPparaatnummer

ALGEMENE EIGENSCHAPPEN I

• • • •

•

Type

: Warmtewisselaar

Uitvoering

: Haarspeld

Positie

: Horizontaal


: : : :


:2 :1


: 0.96 : 156.2


:6 : 3.8*10'2 : 2.6*10'3 : 932 : 4.75*10'2


[m] : 1.65 [m] : 0.33 : Segmental


•

•

•

[kW] [m 2] [W/(m20 C)] [0C]



I I


[0C] [m] [m] [m] [m]

(driehoek)

BEDRIJFSCONDITIES

I

Mantelzijde

Pijpzijde

Ketelwater

Procesgas

[kg/sJ

27.92

6.47

[J/(kg 0C)]

1.382

1.210

[0C] [0C]

114.0 131.3

489.0 170.0

[bar] [bar]


1.24 0,03 Koolstof staal

Soort fluïdum

•

2.06*103 6.59*102 20 162.7

1

-IV.10-


•




• •

•

IAPparaatnummer

: T14

I


I

Functie Type toren Aantaloverdrachtstrappen HETS 1e trap overige trappen Diameter toren Hoogte toren Materiaal toren

BEDRIJFSCONDITIES

I Voeding

•

• •

•

Temperatuur Druk Dichtheid Massastroom Samenstelling O2 N2 Ar H2 S04 H20 S02 S03

[0C]

[bar] [kg/m3] [kg/sJ

Absorptie middel

I Top

Bodem

170.0 1.16 1.09 55.94

88.0 3.48 1766.3 765.62

88.0 1.13 1.07 39.90

107.5 1.16 1739.6 781.66

3.26 82.96 1.02 0.00 0.00 0.27 12.48

0.00 0.00 0.00 90.00 9.99 0.00 0.00

3.73 94.80 1.17 0.00 0.00 0.30 0.00

0.00 0.00 0.00 92.36 7.63 0.00 0.00

[mol %]

ONTWERP


I

: absorptie : met ongestructureerde pakking :7 : 0.37 [m] : 0.94 [m] : 8.4 [m] : 15.0 [m] : Koolstof staal, membraan en zuurvaste steen

I

: Intalox zadels : keramiek : 0.051 [m]

•

• •


-IV.11-


•



WARMTEWISSELAARSPECIFIKATIESLAD

• •

•

• •

•

: H15

IAPparaatnummer

I


Type

: Warmtewisselaar

Uitvoering


Positie

: Horizontaal


: : : :


:1 :1


:1 : 100.2


:6 : 1.6*10.2 : 1.6*10.3 : 17890 : 2.0*10.2

Manteldiameter Saffie-afstand Soort baffle

[m] : 2.70 : 0.54 [m] : Segmental

I

Massastroom Gemiddelde soortelijke warmte

• • •

1.07*104 5.34*103 20 100.2

[kW] [m 2] [W/(m 20 C)]



1

I I


[0C]

[0C] [m] [m] [m] [m]

(driehoek)

BEDRIJFSCONDITIES

I

Mantelzijde

Pijpzijde

Ketelwater

Procesgas

[kg/sJ

27.92

39.89

[J/(kg 0C)]

1.452

0.855

[0C] [0C]

131.3 217.3

423.6 170.0

[bar] [bar]



Soort fluïdum

•

Aantal:

-IV.12-


•




•

I ALGEMENE EIGENSCHAPPEN

I Functie Type toren Aantaloverdrachtstrappen HETS 1e trap overige trappen Diameter toren Hoogte toren Materiaal toren

•

•

: T16

IAPparaatnummer

BEDRIJFSCONDITIES I

I Voeding

•

• •

•

I

: absorptie : met ongestructureerde pakking :7 :0.43 [m] : 0.91 [m] : 6.7 [m] : 14.9 [m] : Koolstof staal, membraan en zuurvaste steen

Temperatuur Druk Dichtheid Massastroom Samenstelling O2 N2 Ar H2S04 HP S02 S03

[0C] [bar] [kg/m3] [kg/sJ

Absorptie middel

Top

Bodem

170.0 1.04 0.80 39.89

88.0 3.48 1766.3 99.46

88.0 1.01 0.96 39.60

110.0 1.04 1737.8 99.75

3.60 94.93 1.17 0.00 0.00 0.03 0.27

0.00 0.00 0.00 90.00 9.99 0.00 0.00

3.61 95.18 1.17 0.00 0.00 0.03 0.00

0.00 0.00 0.00 90.35 9.65 0.00 0.00

[mol %]


ONTWERP

I

: Intalox zadels : keramiek : 0.051 [m]

•

• •


-IV.13-


•



SPECIFIKATIEFORMULIER CENTRIFUGAALPOMP

• •

• • •


: : : :


I Fluïdum Temperatuur in Temperatuur uit Dichtheid in Viscositeit in Dampspanning

: : : : : :

Zwavelzuur, 98% 105.79 105.91 1743.43 3.083*10.3 4.5*10.5

[kg/m 3] [N.s/m 2] [bar] bij temperatuur: 100 [0C]

: 0.637 : 1.011 : 4.000

[m 3/s] [bar] [bar]


: 190.4

[kW]


: 86 [%] : 221.4

[kW]


(J (pz) (pp)

I


I

I

: 1750 : Elektrisch : Voorwaarts MATERIAAL

I Pomp Bijzondere voorzieningen

I

[0C] [0C]

VERMOGEN

I


•

P18 Zwavelzuurpomp Centrifugaal, vertikaal, ééntraps 1

I

: Roestvrij staal (316L)

•

• • •


-IV.14-


•




•

I

•

• • • •

: H19

IAPparaatnummer

Type

: Warmtewisselaar

Uitvoering


Positie

: Horizontaal


: : : :


:4 :2


: 0.93 : 28.1


:3 : 2.5*10-2 : 2.5*10-3 : 1640 : 3.13*10-2


: 1.40 [m] [m] : 1.26 : Segmental

• •

8.87*103 3.82*102 825.0 30.3

[kW] [m 2] [W/(m 20 C)] [0C]

I


[0C] [m] [m] [m] [m]

(driehoek)

BEDRIJFSCONDITIES I

I


•

1I


Mantelzijde

Pijpzijde

Zwavelzuur

Ketelwater

288.7 1.72*103

27.73 4.20*10 3

[0C] [0C]

105.9 88.0

20.0 95.9

[bar] [bar]

4.00 0.50 Roestvrij staal (316L), anodisch beschermd


Soort fluïdum

•

Aantal:



[kg/sj [J/(kg 0C)]

-IV.15-


•




•

: H20

IAPparaatnummer

Aantal:

1


I

I

• • • • •

Type

: Koeler

Uitvoering


Positie

: Horizontaal


: : : :


:1 : 1


: 1.00 : 68.0


:3 : 3.8*10.2 : 2.6*10.3 : 1271 : 4.75*10.2


: 1.85 [m] : 1.30 [m] : Segmental

I

Massastroom Gemiddelde soortelijke warmte

• •


[0C] [m] [m] [m] [m]

(driehoek)



I

Mantelzijde

Pijpzijde

Zwavelzuur

Koelwater

821.7 1.72*103

335.8 4.18*103

[0C] [0C]

105.9 88.0

20.0 38.0

[bar] [bar]

4.00 0.53 Roestvrij staal (316L). anodiosch beschermd


[kg/sJ [J/(kg 0C)]

Temperatuur IN Temperatuur UIT

•

[kW] [m 2] [W/(m 20 C)] [0C]

BEDRIJFSCONDITIES

Soort fluïdum

•

2.53*104 4.44*102 850 68.0

I

-IV.16-


•




•

I

• • •

: Koeler

Uitvoering


Positie

: Horizontaal

Capaciteit Warmtewisselend oppervlak Overall warmte-overdrachtscoëtticiënt Logaritmisch temperatuurverschil (LMTD)

: : : :


:1 :1


: 1.00 : 38.3


:3 : 2.5*10.2 : 2.5*10.3 : 311 : 3.13*10.2


: 0.65 [m] : 0.20 [m] : Segmental

I


•

• •

2.27*103 7.20*10' 825 38.3

[kW] [m 2] [W/(m 2 0C)]

I


[aC]

[aC] [m] [m] [m] [m]

(driehoek)

BEDRIJFSCONDITIES



I

Mantelzijde

Pijpzijde

Zwavelzuur

Koelwater

20.84 1.76*103

30.22 4.18*10 3

[aC] [aC]

103.3 40.0

20.0 38.0

[bar] [bar]



Soort fluïdum

•

1I


Type

• •

Aantal:

: H22

IAPparaatnummer

[kg/s] [J/(kg 0C)]

-IV.17-


•



SPECIFIKATIEFORMULIER CENTRIFUGAALPOMP

•

• •

•

•


: : : :


I

: : : : : :

Fluïdum Temperatuur in Temperatuur uit Dichtheid in Viscositeit in Dampspanning

Ketelwater 95.91 96.58 961.13 2.94*10.4 0.877

[kg/m 3 ] [N.s/m2] [bar] bij temperatuur: 96

: 2.88*10.2 : 2.68 : 41.2

[m 3/s] [bar] [bar]


: 110.9

[kW]


: 78 [%] : 142.2

[kW]


(v) (Pz) (pp)

I


[0C]

I

I

: >1750 : Elektrisch : Voorwaarts MATERIAAL

I Pomp Bijzondere voorzieningen

I

[0C] [0C]

VERMOGEN

I


•

P23 Ketelvoedingswaterpomp Centrifugaal, ééntraps, hoge snelheid 1

I

: Zacht staal

• •

• •


-IV.18-


•

BIJLAGE V: POMPEN EN COMPRESSOREN

V.1 Centrifugaalpompen

•

De keuze van de soort pomp is afhankelijk van de volumestroom bij ingangscondities en van de drukverhoging uitgedrukt in meters waterkolom. Om de drukverhoging in Pascal om te rekenen naar meters waterkolom wordt de volgende uitdrukking gebruikt: (V.1)

• •

met:

=

[m]

=

[Pa] [kg/m 3] [m/s2]

hoogte waterkolom = drukverhoging over de pomp dichtheid van water bij 20°C = zwaartekrachtversnelling

Vervolgens kan m.b.v. Figuur 11.2 van Bijlage 11 de soort centrifugaalpomp bepaald worden. De theoretische arbeid die nodig is om de druk van een vloeistof te verhogen is gelijk aan:

Pt = L\P

• waarbij:

v.in

(V.2)

= theoretische arbeid = volumestroom bij ingangscondities

• •

De werkelijke arbeid is de theoretische arbeid gecorrigeerd voor de efficiency van de pomp:

Pw

waarbij:

Pt

=--

= werkelijke arbeid = efficiency van de pomp

(V.3)

17 pomp [W] [- ]

De efficiency is afhankelijk van de volumestroom bij ingangscondities en kan bepaald worden m.b.v. Figuur 11.3 in Bijlage 11.

•

V.2 Centrifugaalcompressoren

•

De soort centrifugaalcompressor kan, net als bij pompen, bepaald worden aan de hand van de hoogte waterkolom en de volumestroom bij ingangscondities. Aangezien er echter in de literatuur geen figuur gevonden is waar de grootte van de volumestroom lucht in afgelezen kan worden, kan deze methode niet gebruikt worden. Uit J.B. Rinckhoff en L.J. Friedman en Simon Carves is bekend dat de luchtcompressor een ééntraps centrifugaalcompressor is.

•

Bijlage V Fabrieksvoorontwerp nr. 3033

•

-V.1-


•

De polytropische arbeid die nodig is om een gas van druk te doen verhogen is gelijk aan:

(VA)

•

waarbij:

PpolY Zin Tin

R

•

Puit Pin

n

Gm

=

polytropische arbeid = compressibiliteitsfaktor van het gas = temperatuur aan de ingang gasconstante = druk aan de uitgang druk aan de ingang exponent polytroop molair gasdebiet

= = = =

[W] [-] [K] [J/(mol K)] [Pa] [Pa] [- ] [mol/s]

Voor de exponent van de polytroop geldt:

• (V.S)

• met:

•

= soortelijke warmte bij constante druk = soortelijke warmte bij constant volume = polytropische efficiency

[J/(mol K)] [J/(mol K)] [-]

De efficiency van het polytropisch proces is afhankelijk van de volumestroom bij ingangscondities en kan m.b.v. Figuur 11.4 uit Bijlage 11 bepaald worden. De werkelijke arbeid die nodig is kan dan berekend worden met: =

•

P poly

(V.6)

TJpoly

•

• • •

Bijlage V Fabrieksvoorontwerp nr. 3033

-V.2-


•

BIJLAGE VI: Absorptie torens

Bij onderstaande berekeningen is gebruik gemaakt van J.M. eou/son J.F. Richardson en R.K. Sinnott.

•

Een gepakte kolom wordt gekenmerkt door de diameter van de kolom en de hoogte van de pakking. De hoogte van de benodigde pakking is direct afhankelijk van de gekozen diameter, zodat eerst de diameter bepaald wordt. Voor het bepalen van de kolomdiameter wordt de gasbelading berekend volgens:

• met:

• •

K4 P (PI-P )

*

w

42.9F p(T]1 p,)O.1

V'w K4 Pv PI Fp

= gasbelading = faktor voor de berekening van de gasbelading

Tl,

= viscositeit vloeistof

= dichtheid gas = dichtheid vloeistof = pakkingsfaktor

[-]

De factor K4 kan afgelezen worden uit Figuur 11.5 in Bijlage 11. Hiervoor is de stroomparameter nodig, deze wordt gegeven door:

= Iv

Lw ~ p,

V

W

met:

Fiv ~

Vw

•

•

[kg/(m 2 s)] [-] [kg/m 3] [kg/m 3] [Pa s]

F

•

(VI.1)

(VI.2)

PI

[-]

= stroomparameter = vloeistofdebiet = gasdebiet

[kg/sJ [kg/sJ

Er moet bovendien een drukval per meter pakking gekozen worden om de faktor K4 af te kunnen lezen. Er is bij alle torens gekozen voor een drukval van 42 mm water per meter pakking. Dit komt omdat de aanbevolen ontwerpwaarden voor een absorptie toren tussen de 15 en 50 mm water per meter pakking liggen. Bij het aflezen van K4 moet in de gaten gehouden worden dat het percentage flooding niet te hoog wordt. Uit Figuur 11.5 in Bijlage 11 kan de faktor K4 ook bij flooding afgelezen worden. Hiermee is het percentage flooding te berekenen volgens:

% flooding

(VI.3)

=

K4,flooding

•

met:

% flooding K4.IIooding

=

percentage flooding = faktor voor de berekening vàn de gasbelading bij flooding

[%] [- ]

Dit percentage moet onder 80 % liggen, om de kolom goed te kunnen bedrijven.

•

•

Bijlage VI Fabrieksvoorontwerp

nr. 3033

-V1.1-


•

De pakkingsfaktor is afhankelijk van het type pakking en kan afgelezen worden uit Tabel 11.1 in Bijlage 11. De kolomdwarsdoorsnede die nodig is kan nu berekend worden:

•

Ak

waarbij: Ak

•

=

Vw

V·w

(VI.4)

= kolomdwarsdoorsnede

De kolomdiameter kan vervolgens bepaald worden met:

(V1.5)

•

met:

= kolomdiameter

[ml

De kolomdiameter wordt naar boven afgerond op hele decimeters.

•

• • •

De hoogte van de pakking is afhankelijk van het aantal gasoverdrachtstrappen en de hoogte van een gasoverdrachtstrap. Het aantal gasoverdrachtstrappen kan grafisch bepaald worden met Figuur 11.6 in Bijlage 11. Hiervoor moeten de molaire verhouding van de gasen vloeistofstromen, de helling van de evenwichtslijn van dampdruk over vloeistof met geabsorbeerde stof en de verhouding tussen beginen eindconcentratie van de te absorberen stof bekend zijn. Volgens H. Engels, A. Lieberam en G. Olf is de helling van de evenwichtslijn voor de S03 absorptie torens gelijk aan 8.5*10.5 terwijl die voor droogtoren gelijk is aan 6.9*10.2. Het is niet wenselijk dat zich nog S03 in de processtromen na de beide absorptie torens bevindt. Na de eerste toren beïnvloedt S03 het evenwicht van de omzetting van S02 in S03 negatief. De processtroom na de tweede absorptie toren wordt direct naar de buitenlucht afgevoerd, zodat S03 in deze stroom ook niet gewenst is. Als verhouding tussen beginen eindconcentratie van S03 wordt de maximale, in de figuur af te lezen verhouding genomen. Deze is gelijk aan 1000. De lucht die de droogtoren verlaat mag 35 mg/m3 water bevatten volgens L.J. Friedman, zodat een verhouding tussen beginen eindconcentratie van 452 volstaat. Voor het berekenen van de hoogte van een gasoverdrachtstrap moet eerst de hoogte van de gasen vloeistoffilmoverdrachtstrap berekend worden. Dit kan met de methode van Cornell of met de methode van Onda. Volgens Cornells methode wordt de hoogte van een gasfilmoverdrachtstrap als volgt berekend:

(VI.6)

• met:

• •

= hoogte van de gasfilmoverdrachtstrap

Bijlage VI Fabrieksvoorontwerp nr. 3033

[ml -VI.2-


•

'l'h SCg TlH20 PH20

•

cr, crH20

= gasfilmoverdrachtsfaktor = Schmidt getal van het gas

[-] [- ] [Pa s] [kg/m 3 ] [NIm] [NIm]

= viscositeit van water bij 20°C = dichtheid van water bij 20°C oppervlaktespanning van vloeistof oppervlaktespanning van water bij 20°C

= =

De gasfilmoverdrachtsfaktor kan afgelezen worden uit Figuur 11.7 in Bijlage 11, waarbij het percentage flooding bij de afgeronde kolomdiameter gebruikt wordt. Het Schmidt getal voor een fase i is gelijk aan:

Sc.,

• met:

SC i Tl i

•

Pi

[])

= = = =

(VI.7)

=

[- ] [Pa s] [kg/m 3] [m 2 /s]

Schmidtgetal van fase i viscositeit van fase i dichtheid van fase i diffusiecoëfficiënt

Voor de hoogte van de vloeistoffilmoverdrachtstrap geldt: (VI.8)

• met:

H,

4>h Sc,

•

•

K3

[m] [-] [-] [- ]

hoogte van vloeistoffilmoverdrachtstrap vloeistoffilmoverdrachtsfaktor Schmidtgetal van de vloeistof floodingspercentage correctiefaktor

De vloeistoffilmoverdrachtsfaktor is af te lezen uit Figuur 11.8 in Bijlage 11, met de vloeistofbelading als parameter. De floodingpercentage correctiefaktor is af te lezen uit Figuur 11.9 in Bijlage 11, met het percentage flooding bij de gekozen kolomdiameter als parameter. Bovenstaande vergelijkingen zijn bedoeld voor gebruik van Berl zadels, maar kunnen ook gebruikt worden voor Intalox zadels. Het ontwerp zal dan wat conservatief zijn. Onda's methode maakt gebruik van het effectief bevochtigd oppervlak van de pakking en film massatransportcoëfficiënten. Voor het effectief bevochtigd oppervlak geldt:

]0.1(L~2 al-o.0 --

OC]0.75 (L~

• •

= = = =

aw = a 1-exp -1.45 ( ai

met:

a '71

P~ 9

= effectief bevochtigd oppervlak = oppervlak per volume-eenheid van pakking = kritische oppervlaktespanning van pàkking = zwaartekrachtversnelling

5 (

L~2

]0.2

(VI.9)

PI al a

[m 2/m 3 ] [m 2/m 3 ] [NIm] [m/s 2 ]

Het oppervlak per volume-eenheid van de pakking kan uit Tabel 11.1 in Bijlage 11 afgelezen worden.

• •


-VI.3-


•

Voor keramisch materiaal is de kritische oppervlaktespanning gelijk aan 61 *1 0.3 Nim. Voor de gasmassa-overdrachtscoëfficiënt geldt:

kg

• •

a 09 K (V * jo.7 ( 5 _w_ a '7 g

RT

dpt2.0

(VI. 10)

[kmol/(m 2 s bar)] [-] [(bar m3 )/(kmol K)] [I<] [m]

=

=

De constante Ks is afhankelijk van de pakkinggrootte. Voor een pakkinggrootte van 51 mm is deze gelijk aan 5.23. Voor de vloeistofmassa-overdrachtscoëfficiënt geldt:

k,

=

0.0051 ~ -1/3

(14 9 )

(_w_ L * j2l3( ~ )1/2 - (a a w '7,

dp)O.4

(V1.11 )

P, 0,

= vloeistof massa -overd rachtscoëfficciënt

met:

[mis]

Voor de gasen vloeistoffilmoverdrachtstrappen geldt nu:

Vm

H

=--9

•

'7 g )1/3 (a Pg Dg

= gasmassa-overdrachtscoëfficiënt constante = gasconstante = temperatuur grootte pakking

met:

•

•

=

(VI.12)

kg a w P

en: (V1.13)

• met:

•

Hg Vm Hl P

Lm Cl

= hoogte van de gasfilmoverdrachtstrap = molaire gasbelading hoogte van de vloeistoffilmoverdrachtstrap = druk = molaire vloeistofbelading totale molaire concentratie van de vloeistof

=

=

[m] [kmol/(m 2 s)] [m] [bar] [kmol/(m 2 s)] [kmollm 3]

De totale molaire concentratie van de vloeistof is gedefinieerd als:

• •

•

ct

Bijlage VI Fabrieksvoorontwerp

nr.

3033

=

(VI.14)

-VI.4-


• •

met:

Mw.1 = molaire massa van de vloeistof

Van bovenstaande methoden wordt degene gebruikt die de hoogste waarde voor de hoogte van de overdrachtstrappen geeft. Dit geeft de grootste kans op een betrouwbaar ontwerp. Voor de hoogte van een gasoverdrachtstrap geldt nu:

HOg

• •

met:

Hog m

met:

Z

Nog Hog.o

=

Lm

Hl

(VI.15)

[m] [-]

HOg (NOg - 1)

+

HOg.o

(VI.16)

= hoogte pakking

[m] [-]

= aantaloverdrachtstrappen = hoogste onderste overdrachtstrap

•

(VI. 17)

dP dp

= drukval over pakking = gekozen drukval per meter pakking

[Pa] [m HP]

Voor de totale hoogte van de kolom geldt:

Ztot

•

Vm

Voor de totale hoogte van de pakking geldt:

met:

•

m

Bovenstaande berekeningen worden apart uitgevoerd voor de onderste trap en de overige trappen. Door de grote temperatuurgradiënt over de eerste trap, veranderen de fysische eigenschappen van het gas zodanig dat aparte berekening hiervan vereist is.

•

•

+

=

Voor de drukval over de pakking geldt:

•

Hg

=

= hoogte van de gasoverdrachtstrap helling van de evenwichtslijn

Z

•

[kg/kmol]

met:

~ot

He Hf

=

Z

+

He

+

Hf

(VI.18)

= totale hoogte kolom = hoogte nodig voor constructie van de toren hoogte nodig voor kaarsenfilters

=

[m]

[m] [m]

Voor de constructie van de toren is 6 meter nodig, voor de kaarsenfilters is nog 3 meter nodig.


-VI.5-


•

BIJLAGE VII: WARMTEWISSELAARS EN VERDAMPERS

Bij onderstaande berekeningen is gebruik gemaakt van J.M. Coulson J.F. Richardson en R.K. Sinnott.

•

VII.1 Warmtetransport Het benodigde oppervlak voor warmtetransport kan uitgerekend worden met de volgende vergelijking:

•

A

waarbij:

A Q Uo d Tm

•

Q

(V11.1 )

= ----.:..-

Uo ~Tm

= warmte-uitwisselend oppervlak = warmteflux overall warmte-overdrachtscoëfficiënt het gemiddelde temperatuurverschil

= =

[m2]

[W] [W/(m 2 K)] [I<]

Voor Uo geldt bij transport van warmte over een pijp van een warmtewisselaar of verdamper:

1

• waarbij:

•

ho hj

hod hjd do dj

kw

•

+ -

1

(VII.2)

+

= warmte-overdrachtscoëfficiënt mantelzijde = warmte-overdrachtscoëfficiënt pijpzijde vervuilingscoëfficiënt mantelzijde vervuilingscoëfficiënt pijpzijde buitendiameter pijp = binnendiameter pijp = thermische geleidbaarheid van pijpmateriaal

= = =

[W/(m 2 K)] [W/(m 2 K)] [W/(m 2 K)] [W/(m 2 K)]

[m] [m] [W/(m K)]

De waarde van de coëfficiënten hangt af van de wijze waarop warmte wordt overgedragen, van de snelheden van de media aan de mantel- en pijpzijde, van de lay-out van de warmtewisselaar of verdamper en van de fysische eigenschappen van de stoffen. De snelheid aan de pijpzijde moet voldoen aan de volgende voorwaarden: - voor dampen: bij atmosferische druk geldt dat de snelheid aan de pijpzijde tussen 10 en 30 mis moet liggen. - voor vloeistoffen: voor water geldt dat de snelheid aan de pijpzijde tussen 1.5 en 2.5 mis moet liggen, voor overige vloeistoffen geldt een snelheid tussen 1.0 en 2.0 mis; voor sterk vervuilende vloeistoffen geldt een maximum van 4.0 mis.

•

Voor de snelheid aan mantelzijde geldt: - voor dampen: bij atmosferische druk moet de snelheid tussen 10 en 30 mis liggen - voor vloeistoffen: de snelheid aan de mantelzijdè moet tussen 0.3 en 1.0 mis liggen. De lay-out van een warmtewisselaar of verdamper wordt bepaald door een aantal faktoren : - lengte van de pijpen

• •

Bijlage VII Fabrieksvoorontwerp nr. 3033

-VI1.1-


• • •

• • • •

- binnen- en buitendiameter van de pijpen - aantal mantel- en pijppassages - battle-afstand - percentage battle cut - soort battle - pitch - soort pitch. Deze faktoren kunnen vrij gekozen worden binnen bepaalde grenzen. De lengte van de pijpen is voor horizontale warmtewisselaars of verdampers 3 of 6 m, terwijl voor verticale een pijplengte van 1, 2 of 3 m gekozen moet worden. De buitendiameter van de pijpen is meestal 2.5 cm, waarbij de wanddikte 2.5 mm bedraagt. Andere pijpdiameters en bijbehorende wanddiktes die gekozen kunnen worden staan in Tabel 11.2 in Bijlage 11. Het maximaal aantal passages dat toegepast kan worden hangt samen met de temperatuurprofielen over de warmtewisselaar. Er mogen namelijk geen kruisende temperatuurprofielen ontstaan. Meestal is er één mantelpassage en zijn er twee pijppassages. De gebruikelijke battle-afstand bedraagt 0.3-0.5 maal de binnenmanteldiameter en het percentage battle cut 20-25 %. De battles zijn meestal segmental, daar waar een lage drukval belangrijk is kan volgens E. Sch/ünder en G.M. Gameron gekozen worden voor disk and donut battles met een battle cut van 45 %. De pitch is normaal gesproken 1.25 maal de buitendiameter van de pijp. Deze kan verhoogd worden tot 1.5 maal de buitendiameter van de pijp, als de toegestane snelheden en de toelaatbare drukval dit vereisen. De soort pitch is meestal driehoekig, maar kan ook vierkant zijn als de drukval over de mantel te groot wordt bij een driehoekige pitch. De fysische eigenschappen van de stotten worden in de berekeningen bij de lineair gemiddelde temperatuur van de stroom genomen. Voor het berekenen van een warmtewisselaar of verdamper is het noodzakelijk eerst een beginwaarde van de overall warmte-overdrachtscoëtticiënt aan te nemen, waarna het benodigde oppervlak berekend kan worden. Vervolgens wordt de lay-out bepaald en kan de bijbehorende overall warmte-overdrachtscoëfficiënt berekend worden. Als de berekende coëfficiënt te veel verschilt van de beginwaarde, wordt een nieuwe berekening met de berekende coëfficiënt uitgevoerd. De iteratie wordt uitgevoerd totdat de berekende waarde weinig verschilt van de beginwaarde. De beginwaarde voor de warmte-overdrachtscoëfficiënt hangt af van de warmte-overdragende media. Voor het maken van de schatting is gebruik gemaakt van Figuur 11.10 en Tabel 11.3 in Bijlage 11 . Voor het gemiddelde temperatuurverschil geldt voor de warmtewisselaars:

• • • •

LlT m = Ft LlTlm waarbij:

Ft t:,T1m

= correktiefaktor logaritmisch temperatuurverschil

=

(VI1.3)

[- ] [K]

De correktiefaktor Ft is afhankelijk van het aantal mantel- en pijp passages van de warmtewisselaar en de temperatuurverhoudingen. Met behulp van de F!guren 11.11 tlm 11.14 uit Bijlage 11 is voor een bepaald aantal mantel- en pijppassages de correktiefaktor te bepalen, met als parameter de temperatuurverhoudingen van de warmtewisselaar.


-VI1.2-


•

Hiervoor geldt:

RF t

•

(T1 - T2 )

(VII.4)

(t2 -t 1)

en:

SF t

• met:

RFt SFt

Tl T2

•

tI t2

(t2 -t1)

(VIL5)

(T1 -t 1)

=

[-] [-]

temperatuurverhouding = temperatuurverhouding temperatuur in aan mantelzijde temperatuur uit aan mantelzijde temperatuur in aan pijpzijde = temperatuur uit aan pijpzijde

= = =

[K] [K] [K] [K]

Voor het logaritmisch temperatuurverschil geldt:

•

•

(VII.6)

Voor horizontale en verticale thermosyphon verdampers geldt voor het gemiddeld temperatuurverschil:

(T j - T k)

(VIL?)

(Tu - T k) met:

= temperatuur verwarmend medium aan ingang = temperatuur verwarmend medium aan uitgang kooktemperatuur te verdampen medium

=

[K] [K] [K]

Het aantal pijpen van een warmtewisselaar of verdamper kan berekend worden volgens:

N =

•

(T u - T k)

(T j - T k) In -----'-----'-'-

•

•

-

waarbij:

N L

= totaal aantal pijpen = lengte pijpen

A

(VILa)

[- ] [m]

Het benodigde aantal pijpen wordt zodanig gekozen, dat per pijppassage een geheel aantal pijpen

•

•


-VIL3-


•

aanwezig is. Om het aantal haarspeldpijpen te berekenen wordt het totaal aantal pijpen gedeeld door twee.

VII.2 Pijpzijde

•

De snelheid aan de pijpzijde kan berekend worden met:

vp

• waarbij:

(VII.9)

=

vp p

[mIs]

snelheid pijpzijde = volumestroom pijpzijde = aantal pijpen per pijppassage

Npassage

•

=

[m 3/s] [-]

Het Reynolds getal aan de pijpzijde is gelijk aan:

Rep

=

Pp vp dj

(VII.10)

'lp

•

met:

Rep

Pp IIp

•

= Reynolds getal aan pijpzijde = dichtheid van medium aan pijpzijde = viscositeit van medium aan pijpzijde

[-] [kg/m 3 ] [Pa s]

De drukval aan pijpzijde voor de warmtewisselaars en de horizontale thermosyphon verdamper bij Re >2100 kan berekend worden met: (VII.11)

•

waarbij:

!lPp Np

j,

llpw

• •

=

drukval pijpzijde = aantal pijppassages = frictie faktor = viscositeit van medium aan pijpzijde bij pijpwandtemperatuur

•

[-] [- ] [Pa s]

De frictie faktor is afhankelijk van het Reynolds getal en kan afgelezen worden uit Figuur 11.15 van Bijlage 11. De correktieterm (ll!llpw) is alleen van belang bij viskeuze vloeistoffen, in overige gevallen is de term gelijk aan één. De warmte-overdrachtscoëfficiënt aan de pijpzijde voor de warmtewisselaars en de horizontale thermosyphon verdamper kan berekend worden met:

h" = j h

kp Re pr O.33 .( 'lp d. p p n I

•

[bar]


)0.14

(VII.12)

'/pW

-VII.4-


•

= warmtetransport faktor thermische geleidbaarheid van pijpmedium Prandtl getal aan pijpzijde

=

=

•

[- ] [W/(m K)] [- ]

De warmtetransport faktor is afhankelijk van het Reynolds getal en van de lengte/diameterverhouding van de pijpen en kan afgelezen worden uit Figuur 11.16 van Bijlage 11. Het Prandtl getal aan pijpzijde is gelijk aan: (VI1.13)

• = soortelijke warmte van het pijpmedium

met:

• •

[J/(kg K)]

Bij de verticale thermosyphon verdamper moet bij het ontwerp van de pijpzijde de benodigde verdampingssnelheid gehaald worden. Er wordt een beginschatting van het verdampingspercentage gemaakt, waarmee de circulatiesnelheid in de thermosyphon verdamper bepaald kan worden met behulp van een krachtenbalans over de verdamper. Deze balans is opgesteld door J.R. Fair. Het produkt van het verdampingspercentage en de circulatiesnelheid moet gelijk zijn aan de benodigde verdampingssnelheid. Voor de circulatiesnelheid geldt:

(VI1.14)

• met

WT ain x

•

•

Plv

fin Lin din fp ap q>

x fe ae q>

La

•

de

y

= circulatiesnelheid = dwarsdoorsnede inlaatpijp = massapercentage dat verdampt = dichtheid van het tweefasenmengsel bij 1/3x = frictiefaktor inlaatpijp = lengte inlaatpijp = diameter inlaatpijp = frictiefaktor pijp = dwarsdoorsnede pijp = parameter voor tweefasenstroming bij 2/3x = 2/3x = frictiefaktor uitlaatpijp = dwarsdoorsnede uitlaatpijp = parameter voor tweefasenstroming = lengte uitlaatpijp = diameter uitlaatpijp = versnellingsgroep

[kg/sj [m 2]

[%] [kg/m 3] [-] [m] [m] [-] 2 [m ] [-] [%] [-] [m 2] [- ] [ml [m] [-]

Voor de tweefasendichtheid geldt:

• •


-VI1.5-


•

•

(VI1.15)

met:

= volumepercentage damp = volumepercentage vloeistof

[%] [%]

Het volumepercentage vloeistof wordt gegeven door:

1 - X

•

RI

=

PI 1 - X

PI

• •

(VII.16) +

X

Pv

Het volumepercentage damp is gelijk aan: (VII.17)

De frictiefaktoren kunnen afgelezen worden uit Figuur 11.17 in Bijlage 11. De parameter voor tweefasenstroming kan afgelezen worden uit Figuur 11.18 in Bijlage 11. Hiervoor moet de parameter", bekend zijn. Er geldt: (VII.18)

•

Voor de versnellingsgroep geldt:

Y

•

=

(1 -

RI

X)2

+

- 1

(VII .19)

Er wordt nu gekeken of de beginschatting van het verdampingspercentage redelijk is. Als dat niet het geval is, dan wordt de schatting aangepast en de berekening opnieuw uitgevoerd. De totale drukval van het pijpmedium over de verticale thermosyphon is gelijk aan nul.

• •

VI1.3 Mantelzijde Voor de berekening van de snelheid en de drukval aan de mantelzijde wordt gebruik gemaakt van de methode van Kern. Het beschikbare oppervlak voor dwarsstroming bij de middelste pijpenrij van de warmtewisselaar of de verdamper wordt berekend volgens: (VII.20)

• •


-VII.6-


• •

met:

A", p, Dm Is

= beschikbare oppervlak voor dwarsstroming = pitch = binnendiameter van de mantel baffle-afstand

=

[m 2] [m] [m] [m]

Alvorens de binnendiameter van de mantel te kunnen bepalen moet eerst de diameter van de pijpenbundel berekend worden. De bundeldiameter voor een pitch van 1.25 maal de buitendiameter van de pijp wordt berekend met: (V11.21 )

• waarbij:

•

K,

= diameter bundel = constante

n,

= constante

Db

[m] [- ] [-]

De constanten n, en K, zijn getabelleerd als functie van het aantal pijppassages en de soort pitch in Tabel 11.4 in Bijlage 11. Haarspeldpijpen nemen meer ruimte in dan rechte pijpen. Het aantal pijpen dat in een bundeldiameter past moet dan verminderd worden met het aantal pijpen in de middenrij. Voor het aantal pijpen in de middenrij geldt:

• •

•

(VI1.22)

met:

Nm

Via een iteratie wordt vervolgens de juiste bundeldiameter bepaald. Als de bundeldiameter bekend is, kan uit Figuur 11.19 in Bijlage 11 voor elk soort warmtewisselaar het verschil tussen de binnenmanteldiameter en de bundeldiameter afgelezen worden. Extrapolatie is daarbij soms noodzakelijk. De binnenmanteldiameter is dan de bundeldiameter plus de ruimte tussen bundel en mantel. Voor de snelheid aan de mantelzijde geldt:

vm

• met:

•

[-]

= aantal pijpen in de middenrij

vm Wm Pm

=

= snelheid aan mantelzijde = massastroom aan de mantelzijde = dichtheid van het medium aan de mantelzijde

(VI 1.23)

[mIs] [kg/sJ [kg/m 3]

Voor de hydraulische diameter geldt: (V11.24)

• •


-VII.7-


•

met:

C,

C2

•

•

=1.10 voor driehoekige pitch

= 1.27 voor vierkante pitch = 0.917 voor driehoekige pitch

[- ]

= 0.785 voor vierkante pitch

[-]

Het Reynolds getal aan mantelzijde is gelijk aan: (V11.25)

met:

llm

= viscositeit mantelzijde

[Pa s]

De drukval over de mantel wordt berekend met: (VI 1.26)

• waarbij:

• •

•

LlP m Lef jf

= drukval over de mantel = effectieve lengte van de pijpen frictie faktor

[Pa] [m] [- ]

=

De effectieve lengte van een pijp is gelijk aan de lengte verminderd met één- of tweemaal de buitendiameter van de pijp voor respectievelijk de haarspeldpijp en de rechte pijp. De frictie faktor is afhankelijk van het Reynolds getal en het percentage baffle cut. Deze kan afgelezen worden uit Figuur 11.20 in Bijlage 11. Deze vergelijking geldt voor segmental baffles, de drukval voor disk and donut baffles is 60 % lager volgens E. Sch/ünder. Bij horizontale thermosyphon verdampers moet de drukval over de mantelzijde gecompenseerd worden door de hydrostatische druk in de inlaatpijp. De drukval over de gehele horizontale thermosyphon verdamper aan mantelzijde is gelijk aan nul. De warmte-overdrachtscoëfficiënt aan mantelzijde voor de warmtewisselaars en de verticale thermosyphon verdamper wordt berekend met: 1

. km Re P rm 3 h o = Jh m

(

de

• •

waarbij:

jh ~ prm

= warmte-overdrachtsfaktor = thermische geleidbaarheid van het mantel medium = Prandtl getal van het mantel medium

= m

•

(V11.27)

[- ] [W/(m K)] [- ]

De warmte-overdrachtsfaktor is afhankelijk van het Reynolds getal en het percentage baffle cut. Uit Figuur 11.21 in Bijlage 11 kan de waarde afgelezen worden. Het Prandtl getal voor de mantel zijde wordt berekend .met:

Pr

•

TJ m ) -0.14 TJ mw


Cp,m

TJ m

(V11.28)

km

-VI1.8-


• •

met:

Cp,m

= soortelijke warmte van het mantel medium

De warmte-overdrachtscoëfficiënt voor een horizontale thermosyphon verdamper wordt analoog aan die voor een kettle reboiler berekend, aangezien vergelijkingen die expliciet gelden voor een horizontale thermosyphon verdamper niet voorhanden zijn. Volgens J.M. eou/son, J.F. Richardson en R.K. Sinnott en E. Schlünder is het gebruik van de ontwerpregels van een kettle reboiler verantwoord. Voor de warmte-overdrachtscoëfficiënt aan de mantelzijde geldt: (VI 1.29)

• met:

•

=

kritische druk = warmteflux per oppervlakte-eenheid = druk

Q

De flux mag de kritische flux niet overschrijden. De kritische flux is de flux waarbij het oppervlak van de pijpen droogkookt, waardoor de wandtemperatuur van de pijpen sterk toeneemt. De kritische flux kan berekend worden met: (VI1.31)

met:

•

(VI 1.30)

A

•

•

[bar] [W/m2] [bar]

De warmteflux wordt berekend met:

q

•

[J/(kg K))

= verdampingswarmte = constante

[J/kg] [- ]

De constante Kb is gelijk aan 0.44 voor driehoekige pitch en 0.41 voor vierkante pitch. Het is nu mogelijk de overall warmte-overdrachtscoëfficiënt te berekenen met behulp van vergelijking (VI1.2), als de vervuilingscoëfficiënten en de thermische geleidbaarheid van het pijpmateriaal bekend zijn. Deze zijn afhankelijk van respectievelijk de media en het pijpmateriaal en kunnen uit de Tabellen 11.5 en 11.6 in Bijlage 11 gehaald worden.

• •

•


-VI1.9-


• • •

• •

BIJLAGE VIII: STROMEN- EN COMPONENTENSTAAT

IStroomnummer~

IComponenten-L

• • •

M

1

I I

M

2

I I

M

3

I I

M

4

I I

M

I

5

I

S

6.56

6.56

6.56

0.00

0.00

S02

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

S03

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

H2S0 4

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

H20

0.00

0.00

0.00

0.68

0.00

O2

0.00

0.00

0.00

11.42

11.42

N2

0.00

0.00

0.00

37.29

37.29

Ar

0.00

0.00

0.00

0.66

0.66

Totaal M

6.56

6.56

6.56

50.05

49.38

Totaal Q

0.94

0.94

0.94

-9.07

3.13

IStroomnummer~

•

I I

I

IComponentenJ. I

M

6

I I

M

7

I

M

I

8

I I

M

9

I I

M

I

10

I

S

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

S02

0.00

0.00

0.00

13.11

13.11

S03

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

H2S0 4

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

Hp

0.00

0.00

0.00

0.00

0.65

O2

11.42

7 .20

4.23

0.65

0.65

N2

37.29

23.50

13.79

23.50

23.50

Ar

0.66

0.41

0.24

0.41

0.41

Totaal M

49.38

31.12

18.26

37.67

37.67

Totaal Q

5.39

3.39

1.99

4.34

-32.46

Min kg/s QinMW

•

•

Bijlage VIII Fabrieksvoorontwerp nr. 3033

-VII1.1-


• • • •

• • •

• • • •

IStroomnummer~ I IComponentenJ, I

M

11

I I

M

12

I I

M

13

I I

M

14

I I

M

I I

15

S

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

S02

13.11

13.11

5.45

5.45

2.10

S03

0.00

0.00

9.57

9.57

13.76

H2S0 4

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

Hp

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

O2

0.65

4.88

2.97

2.97

2.13

N2

23.50

37.29

37.29

37.29

37.29

Ar

0.41

0.66

0.66

0.66

0.66

Totaal M

37.67

55.94

55.94

55.94

55.94

Totaal Q

-41.45

-39.46

-39.51

-49.99

-50.01

IStroomnummer~ I IComponentenJ, I

M

16

I I

M

17

I I

M

18

I I

M

19

I I

M

I

20

I

S

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

S02

2.10

0.27

0.21

0.06

0.21

S03

13.76

16.04

12.33

3.71

12.33

H2S0 4

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

HP

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

O2

2.13

1.67

1.29

0.39

1.29

N2

37.29

37.29

28.67

8.63

28.67

Ar

0.66

0.66

0.50

0.15

0.50

Totaal M

55.94

55.94

43.00

12.94

43.00

Totaal Q

-55.15

-55.12

-42.37

-12.75

-56.10

Min kg/s Qin MW


-VII 1.2-


• • •

• •

I8troomnummer~ I IComponentenJ.. I

• • •

• •

21

I I

M

22

I

M

I

23

I

M

I

24

I I

M

I

25

I

8

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

80 2

0.06

0.27

0.27

0.27

0.03

803

3.71

16.04

0.00

0.00

0.30

H2 S0 4

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

HP

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

O2

0.39

1.67

1.67

1.67

1.61

N2

8.63

37.29

37.29

37.29

37.29

Ar

0.15

0.66

0.66

0.66

0.66

Totaal M

12.94

55.94

39.89

39.89

39.89

Totaal Q

-16.88

-72.98

1.33

15.06

15.07

I8troomnummer~

IComponentenJ..

•

M

I I

M

26

I I

M

27

I I

M

28

I

M

I

29

I I

M

I

30

I

S

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

802

0.03

0.03

0.00

0.00

0.01

80 3

0.30

0.00

0.00

0.00

0.00

H2 S0 4

0.00

0.00

220.33

220.33

750.31

Hp

0.00

0.00

4.47

5.17

15.24

O2

1.61

1.61

0.00

0.00

0.00

N2

37.29

37.29

0.00

0.00

0.00

Ar

0.66

0.66

0.00

0.00

0.00

Totaal M

39.89

39.60

224.83

225.50

765.62

Totaal Q

4.34

2.42

-1900.8

-1913.0

-6472.9

Min kg/s Q in MW


-VII 1.3-


• •

• •

•

• • •

• • •

I8troomnummer~ IComponenten..!.

I

M

I

31

I

M

I

32

I

M

I

33

I

M

I

34

I

M

I

I

35

I

S

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

802

0.01

0.00

0.00

0.00

0.01

80 3

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

769.94

97.47

97.83

0.00

1088.12

HP

11.69

1.98

1.92

3.41

22.18

O2

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

N2

0.00

0.00

0.00

0.00

0.01

Ar

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

Totaal M

781.66

99.46

99.75

3.41

1110.33

Totaal Q

-6547.1

-840.84

-838.91

-54.21

-9353.2

H2 80 4

I8troomnummer~ I IComponenten..!. I

M 36

I I

M 37

I I

M 38

I I

M 39

I I

M

I I

40

8

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

802

0.01

0.00

0.01

0.00

0.01

803

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

1088.12

282.93

805.22

282.93

805.22

Hp

22.18

5.77

16.43

5.77

16.43

O2

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

N2

0.01

0.00

0.00

0.00

0.00

Ar

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

Totaal M

1110.33

288.71

821 .65

288.71

821.65

Totaal Q

-9353.0

-2431.9

-6921.2

-2440.8

-6946.4

H2804

Min kg/s QinMW


-VIII.4-


•

IStroomnummer~

IComponenten.!.

• • • • • • • •

I

M

I

41

M

I I

42

I I

M

43

I I

M

44

I I

M

I I

45

S

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

S02

0.01

0.00

0.00

0.00

0.00

S03

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

1088.12

20.01

0.00

20.01

20.01

H20

22.18

0.41

0.43

0.84

0.84

O2

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

N2

0.01

0.00

0.00

0.00

0.00

Ar

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

Totaal M

1110.33

20.42

0.43

20.85

20.85

Totaal Q

-9387.1

-172.65

-6.76

-179.41

-181.69

H2S04

IStroomnummer~ I IComponenten.!.

I

M

46

I

M

I

47

I

M

I

48

I I

M

49

I I

M

I

50

I

S

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

S02

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

S03

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

H2S0 4

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

H20

27.92

27.92

27.92

27.92

27.92

O2

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

N2

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

Ar

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

Totaal M

27.92

27.92

27.92

27.92

27.92

Totaal Q

-443.84

-434.96

-434.80

-430.71

-420.17

Min kg/s QinMW

• •


-VII 1.5-


•


• •

•

• • • • •

• •

M

51

I

M

I

52

I

M

I

53

I

M

I

54

I

M

I

I

55

I

8

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

802

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

803

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

H2 80 4

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

Hp

6.10

6.10

3.00

3.00

21.46

O2

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

N2

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

Ar

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

Totaal M

6.10

6.10

3.00

3.00

21.46

Totaal Q

-90.84

-80.40

-44.68

-39.54

-319.58


M

56

I I

M

57

I I

M

58

8

0.00

0.00

0.00

802

0.00

0.00

0.00

80 3

0.00

0.00

0.00

H2 804

0.00

0.00

0.00

HP

21.46

27.92

27.92

O2

0.00

0.00

0.00

N2

0.00

0.00

0.00

Ar

0.00

0.00

0.00

Totaal M

21.46

27.92

27.92

Totaal Q

-282.87

-368.02

-359.03

I I

M

I I

M

I

I

Min kg/s QinMW


-VII 1.6-


•

BIJLAGE IX: INVESTERINGSBEREKENINGEN De in deze Bijlage gebruikte gegevens komen uit A.G. Montfoort.

•

IX.1 Scale-up methode Bij de Scale-up methode wordt de prijs van een installatie gerelateerd aan de prijs van eenzelfde installatie met een andere capaciteit: (IX.1)

• met:

•

IF IFO C Co mi

=fixed capital investering bij capaciteit C = = = =

fixed capital investering bij capaciteit Co capaciteit waarbij I berekend wordt capaciteit waarbij 10 bekend is machtfaktor

[Mf] [Mi] [ktonfjaar] [kton/jaar] [-]

De machtfaktor is afhankelijk van het type fabriek. Uit Tabel 11.7 in Bijlage 11 kunnen de parameters afgelezen worden die in Tabel IX.1 vermeld zijn.

•

Tabel IX.1: Parameters voor vergelijking IX.1. IFQ

[M$, 1979]

2

Co

[kton/jaar]

100 0.65

mi

• •

•

Hiermee kan berekend worden, dat de fixed capital investering bij een capaciteit van 600 kton/jaar gelijk is aan 6.410 M$ in 1979. Corrigeren met behulp van de C.E. Plant Cost Index (238.7 in 1979 en 358.2 in 1992 volgens Chemical Engineering) en omrekenen naar guldens levert een fixed capita I investering op van 18.27 Mf. De investering in proceseenheden is 80 % van de fixed capital investering, zodat de investering in proceseenheden 14.62 Mi wordt. De scale-up methode geeft alleen betrouwbare resultaten als de ontworpen fabriek dezelfde lay-out heeft als de referentie-fabriek. De lay-out van de referentiefabriek is onbekend.

IX.2 Methode van Zevnik-Buchanan Voor deze methode wordt de wijziging van Jansen toegepast. De investering in proceseenheden wordt dan als volgt berekend:

•

(IX.2)

met:

• •

Is

= investering in proceseenheden

Bijlage IX Fabrieksvoorontwerp nr. 3033

[k$]

-IX.1-


•

•

=

[-]

=

[- ] [kton/jaar] [- ]

aantal funktionele proceseenheden = complexity faktor van eenheid i = doorzet van eenheid i C.E. Plant Co st Index De complexity faktor van eenheid i wordt berekend met:

Cfi

=

2*1dFT

+

Fp

+

(IX.3)

FM)

= temperatuurtaktor = drukfaktor

•

[-] [- ] [-]

= materiaalfaktor

De temperatuurtaktor wordt gegeven door:

F

T

• met:

•

• •

T

=

0.018 (T - 290) 100

voor T > 290 K

(IXA)

= temperatuur

[K]

De druk- en de materiaalfaktor kunnen bepaald worden met behulp van respectievelijk Figuur 11. en Tabel 11.8 in Bijlage 11. Tabel IX.2 bevat de druk- temperatuur- en materiaalfaktoren, de complexity faktoren, de faktor PiO.6 en het produkt van complexity faktor en PiO. 6 , zoals die gebruikt zijn in de berekening van de investering in proceseenheden. De eenheden die gebruikt zijn in de bepaling van de investering in proceseenheden stellen de functionele eenheden in het proces voor. De C.E. Plant Co st Index is voor 1992 gelijk aan 358.2 volgens Chemical Engineering. De investering in proceseenheden die berekend wordt is gelijk aan 239.7 M$. Omgerekend naar guldens levert dat een bedrag op van 455.3 Mi.

IX.3 Methode van Taylor De investering in proceseenheden wordt berekend volgens: (IX.5)

•

met:

IB p C EPE

Si

• • •

= investering in proceseenheden = capaciteit van de fabriek E.P.E. Index = score van eenheid i

=

[kE] [kton/jaar]

[- ] [- ]

De score van eenheid i wordt bepaald aan de hand vç.n Tabel 11.9 in Bijlage 11. De som van de scores van relatieve doorzet (het quotiënt van de doorzet van de eenheid en de capaciteit van de fabriek, beide in ton), temperatuur, druk en materiaal vormt de score van een eenheid. In Tabel IX.3 zijn deze scores weergegeven, alsmede de faktor 1.35i •


-IX.2-


•

Tabel IX.2: Faktoren en doorzet nodig voor vergelijking IX.2 en IX.3.

I

Fr

I

Fp

I

FM

I

Cf;

I

C

f;

pO.6 ;

0

0

2.06

218.3

449.7

F6

0.331

0.011

0

4.40

66.27

291.4

H7+H8

0.331

0.16

0

6.20

109.5

678.8

R9

0.108

0.011

0.2

4.17

84.00

350.5

H10

0.108

0.16

0

3.71

89.38

331.6

H11

0.0920

0.16

0

3.57

86.67

309.7

H12+H13

0.0850

0.16

0

3.52

135.3

475.5

T14

0.0275

0.005

0

2.16

421.1

907.8

H15

0.0733

0.16

0

3.42

94.28

322.6

T16

0.0275

0

0

2.13

145.2

309.5

V17+H19+H20

0.0160

0

0.2

3.29

598.1

1967.0

V21+H22

0.0155

0.055

0.2

3.73

79.52

296.5

• I

•

p;O.6

0.0128

•

•

I

T4

•

•

I

Eenheid

I. Cf;

p;O.6 =

I

I

I

6690.6

De E.P.E. Index is voor 1992 gelijk aan 829 volgens Process Engineering 1992, mei 1993 en december 1993. De investering in proceseenheden is dan gelijk aan 78.68 ME, wat overeenkomt met 216.4 Mf.

IX.4 Methode van Wilson De investering in proceseenheden in 1971 wordt berekend volgens: Ne

•

'6 = Lf AUC i Fpi Fti Fmi i;1

met:

Is

f AUC; Fpi

•

• •

(IX.6)

Fti Fm;

= investering in proceseenheden faktor afhankelijk van het soort proces en de AUC; = gemiddelde apparatenkostprijs = drukfaktor van eenheid i = temperatuurfaktor van eenheid i = materiaalfaktor van eenheid i

=


[E] [-] [E] [-] [-] [-]

-IX.3-


•

TabeIIX.3: Methode van Taylor Relatieve doorzet

Tmax score

Materiaal score

S;

1.35 ;

score

T4

4.90

0

0

0

4.90

3.62

F6

1.08

3.3

0

0

4.38

3.16

H7+H8

2.50

3.3

1.8

0

7.60

7.34

R9

1.80

1.2

0

1

4.00

2.86

H10

2.00

1.2

1.8

0

5.00

3.71

H11

1.90

1.0

1.8

0

4.70

3.43

H12+H13

3.30

0

1.8

0

5.10

3.81

T14

7.00

0

0

0

7.00

6.27

H15

2.10

0

1.8

0

3.90

2.78

T16

3.70

0

0

0

3.70

2.64

V17+H19+H20

8.00

0

0

1

9.00

10.6

V21+H22

1.60

0

0

1

2.60

1.98

Eenheid

•

• • • •

Pmax

I 1.35; =

I

• •

• •

52.21

I

De gemiddelde apparatenkostprijs is gelijk aan:

AUC i = 21 Pi

•

I

met:

p;

0.675

= doorzet van eenheid i

(IX.7)

[ton/jaar]

De druk-, temperatuur- en materiaalfaktoren kunnen bepaald worden met behulp van de Figuren 11.24, 11.25 en 11.26 in Bijlage 11. Tabel IXA bevat de faktoren die nodig zijn voor het berekenen van de vergelijkingen IX.6 en IX.7. Voor alle eenheden geldt dat de AUC; groter is dan 104E en dat het proces in de eenheid een vloeistof proces is. Uit Figuur 11.27 in Bijlage 11 is via extrapolatie af te lezen, dat de faktor f gelijk is aan 1.8 voor alle eenheden. De investering in proceseenheden in 1971 is dan gelijk aan 22.43 ME. Corrigeren met behulp van de E.P .E. index (115 in 1971 en 829 in 1992 volgens Process Engineering 1992, mei 1993 en december 1993 en A.G. Montfoort) en omrekenen naar guldens levert een investering in proceseenheden op van 444.7 Mf.


-IX.4-


•

Tabel IX.4: Methode van Wilson Eenheid

• • •

• •

AUG; [*10.5 E]

Fp; [- ]

Fti [-]

Fm;

[ol

I,AUG; Fj [10'5 E]

T4

9.52

1.00

1.05

1.0

10.0

F6

2.49

1.00

1.19

1.0

2.96

H7+H8

4.38

1.14

1.19

1.0

5.94

R9

3.25

1.00

1.13

1.5

5.51

H10

3.49

1.14

1.13

1.0

4.49

H11

3.37

1.14

1.12

1.0

4.30

H12+H13

5.56

1.14

1.12

1.0

7.09

T14

19.9

1.00

1.07

1.0

21.3

H15

3.70

1.14

1.10

1.0

4.64

T16

6.02

1.00

1.07

1.0

6.44

V17+H19+H20

29.6

1.00

1.06

1.5

47.0

V21+H22

3.06

1.00

1.06

1.5

4.86

I

I, AUG; Fp; Ft; Fm;

=

I

124.6

I

•

• • •

•


-IX.5-

H8 1

'\

'1-

~

Stoom

A

" ~\.~\..

~,IC d'\«,0\\.\'r't •

r"'\._ (1.1:SH.

Ut>

... -

r

.

", .\

'flJ 5e·1~

b~r (!fI;P_ ~~ nn-f t.41 t.43 T4 F6

Zwavelfllter luchtfilter Droogtoren Fornuis

96 % ZWAVELZUUR

V21

Reactor

V17 Verdunningsvat 98 X zwavelzuur

o

Stroornnummer

Produktie van 96 X zwavelzuur

1'14 Ab80rptletoren

V21 Verdunnlngsvot 96 X zwavelzuur

D

Temperatuur In C

FVO 3033

"6 AbsorptIetoren

V24 Stoomketel

OOruk In bar (abs)

R9

A.M. Berends

April 1994 I.M. van Egmond

H19

H8

Boiler feed water

Stoom

T16

V24 Spui

I I

,------------------------------------~

F6

,---------

Water

96 % ZWAVELV21

V17

ZUUR

Koelwater

M1 Zwavelfilter M3 Luchtfilter T4 Droogtoren

R9

F6 Fornuis

V17 Verdunningsvat 98 % zwavelzuur

c:) Stroomnummer

Produktie van 96 % zwavelzuur

T14 Absorptietoren

V21 Verdunningsvat 96 % zwavelzuur

CJ Temperatuur

FVO 3033

T16 Absorptietoren

V24 Stoomketel

Reactor

o

in C

Druk in bar (abs)

A.M. 8erends

April 1994 I.M. van Egmond

•

• •

• •

• • •

• 923419

•

0 zwavelzuur uit zwavel

Recommend Documents