247deel
"-1.
RAPPORT Nr: G-Opdracht
T-Gedeelte DE
RECIRCULATIESEKTIE
F.de Grunt A. M.
Schootstra
Mei
1979
TECHNISCHE HOGESCHOOL DELFT AFDELING DER WERKTUIGBOUWKUNDE LABORATORIUM APPARATENBOUW PROCESINDUSTRIE
, '~' ~
v~~ '
..
~~::!,
. I
,
,
,
~
fo.)
-
"
..
~
~
0
~p
\
~ -~
. ~
~
I ,
\
i
,
I'
I
I
\ I
elli)f:;i;~e,.. ... r-----............. ,-..•'" ····C-.. ..... ka ~
~
~ N
. ~
~
"
~
~'
.......
~
~
~-
~' _
~~
~ t
~
~
I
I
I
I
~ .....
I
•
,
'
TECHNISCHE HOGESCHOOL DELFT lab appparatenbouw procesindustrie lab chemische technologie
DE
RECIRCULATIESEKTIE
· G-opdracht Fabrieksvoorontwerp mei 1979
begeleiders: ir W.J.B. van den Bergh dr S.J. Jancic ir L.J . Kuijvenhoven drs F.A. Meyer
studenten: F. de Grunt A.M. Schootstra
.
Samenvatt ing Dit verslag bevat het f,ysisch ontwerp van de recirculatiesectie voor monofluortriohloormethaan en onomgezet tetrachloorkoolstof in een fabriek voor de produktie van fluorchloorkoolstof verbindingen. Het fabrieksvoorontwerp van D.Rekers en A.Steenks diende als basis voor dit ontwerp. In hun verslag beschrijven zij de recirculatiesectie in combinatie met de reactor als onderdeel van de fabriek. In ons ontwerp is het door hun voorgestelde flashvat vervallen. Voor de fysisohe berekening en de dimensionering van de destillatiekolom zijn ideale K-waarden gebruikt, en K-waarden, welke bepaald zijn met een computerprogramma voor vloeistof-damp evenwichten.
-1-
I
'.
Conclusies Het voorgestelde flashvat is niet rendabel en komt daarom niét voor in het eindontwerp van de recirculatiesectie. - Het mengsel van stoffen gedraagt zich waarschijnlijk idealer dan het Chao en Seader programma doet voorkomen. Behalve voor R13 liggen de verschillen echter nog binnen redelijke grenzen. - De grafische- en computerberekeningen ter bepaling van de kolomcondities geven eensluidende resultaten. Het uiteindelijke kolomontwerp is gebaseerd op ideale K-waarden. Deze kolom bevat 17 schotels en heeft een topdiameter van 1,20 m en een bodemdiameter van 0,75 m. - Het lukt net om de condensor te koelen met bronwater. Verhoging van de druk is niet mogelijk aangezien de bodemtemperatuur dan te hoog wordt. Het energieverbruik is ontoelaatbaar hoog. Optimalisering van de reactor in combinatie met de recirculatiesectie is nodig, met inachtneming van de R13-produktie.
-2-
1.
Inhoudsopgave pagina Samenvatting
1
Conclusies
2
1. Inhoudsopgave
3
2. Inleiding
4
4 7 8
2.1. Algemeen 2.2. Scheidingsscherpte 2.3. Uitgangspunten
3. Flashvat berekening
9 12
4. Kolomberekening 4.1. Bepaling van het aantal theoretische
12
schotels en van de refluxverhouding 4.1.1. Grafische methode
12
4.1.2. Schotel tot schotel methode
12
4.2. Dimensionering van de kolom
18
4.3. Bepaling van de oondensor- en
22
reboilertemperatuur
5. Overzicht resultaten
25
6. Literatuuropgave
30
Appendices A.
Constructie van het MacCabe-Thiele diagram
32
B.
De Chao en Seader procedure
40
C.
Whendi
D.
Berekeningsvoorbeeld voor de dimensionering
45 68
van een destillatiekolom E.
Berekening van de oondensortemperatuur bij
80
ideale K-waarden Berekening van de condensortemperatuur met
81
de Chao en Seader procedure Symbolenlijst
82
-3-
2.
Inleiding
2.,t •
Algemeen Dit verslag bevat het fysisch ontwerp van de reoirculatietrap voor onomgezet tetra in een fabriek voor de produktie van fluorohloorkoolstof-verbindingen. Het fabrieksvoorontwerp van D.Rekers en A.Steenks (10) diende als basis voor dit ontwerp. In hun verslag beschrijven zij de produktie van monofluortrichloormethaan ( CCl F , Ri1 ) en dichloordifluormethaan 3 ( CCl 2F 2 ' Ri2 ) uitgaande van tetrachloorkoolstof ( CCl ' RiO) 4 en waterstoffluoride ( HF ) • Zij komen tot een multibed reactor met splitfeed van RiO en recirculatie van onomgezet RiO. Aangezien er aan het eind van de reactor een overmaat RiO is om de concentratie van HF laag te houden. Het proces in de reactor vindt plaats in de gasfase bij temperaturen van ca. 200 oe. De katalysator is aluminiumfluoride , uitgevoerd als een vast bed. In de recirculatiesectie vindt de soheiding plaats tussen het produkt : Ri1 + Ri2
en het reoiroulaat : RiO + R11 •
R12 mag
niet recirculeren aangezien dit een verhoging van de produktie van R13 zou betekenen, wat zeer ongewenst is. Ri3 staat voor:
) • Als werkdruk in de reao3 tor is 5 bar gekozen om de toptemperatuur in de recirculatiemonochloortrifluormethaan ( CCIF
kolom hoog te houden , zodat koeling met water mogelijk is. Voor het flowschema van de reactor met de recirculatiesectie zie de figuren 1 en 2 • Rekers en
S~enks
stellen voor
om de recirculatiesectie uit te voeren met een flashvat en een destillatiekolom. Voor de berekening van de prooesstromen hebben zij een computerprogramma ontworpen. Eén van de invoervariabelen is de maximale temperatuurstijging over de katalysatorbedden. Het programma rekent dan de stabiele situatie uit waarbij de opgegeven produktspecificatie gehaald wordt. Voor onze berekeningen hebben we de temperatuur bij de ingang van ieder bed gesteld op 190°C. Als maximale temperatuurstijging over elk bed is 20
o
C gekozen. Het is heel goed mogelijk dat andere
waarden een beter ontwerp leveren. De berekende processtromen zijn ook weergegeven in de figuren 1 en 2 • Beide vertegen-
-4-
Product :
Uit de reactor : 2,65 26,5 0 6,21 0,12 16,44 16 52,08 .
°1
R11 R12 R13
3,66 6,21 0,12 0,02
R10 R11 R12 RB HCL
~~:4~
HF
mr
=
HCL totaal
totaal
------- -- -
Recirculaat : 2,65 22,84 0,14 25,63
R10
HF
=
totaal
fig. 1 Reactor met recirculatie, 37 mol% R11 stromen in molen per seconde
Voeding reactor : 10,00 16,45
R10 R11
R10 HF
-5-
Product
Uit de reaotor s 4,02 18,16 2,68 0,03 12,62
R10 R11 R12 R13
6,11
HF
R11 R12 R13
7,17 2,68 0,03 0,04 · 12.,62
HCL tot. : 37, 62
22,54
HF
HCL
=
totaal
------ -_.-_ --..
Recirculaat : 4,02 10,99 0,07 15,08
-
fig. 2 Reactor met recirculatie, 72 mol% R11 stromen in molen per seconde
Voeding reactor : 10,00 12,54
=
R10 R11 HF totaal
R10 HF
R10
-6-
woordigen de uitersten van de vereiste produktsamenstellingen. De reoirculatie zorgt voor een lagere reactortemperatuur en een lagere produktie van R13 , maar kost wel veel energie! Het gevormde Hel is dankzij zijn veel hogere dampspanning als inert te beschouwen. Dat wil zeggen dat voor evenwichtberekeningen gesteld kan worden dat Hel niet oondenseert. Als systeemdruk voor de freonen moet een lagere druk in rekening worden gebracht dan de totaaldruk van 5 bar. De molfractie van Hel in de totale dampstroom maal 5 bar is de partiaalspanning van Hel die van de totaáldnuk moet worden afgetrokken
t
Eerst wordt de werking van het flashvat onderzocht , daarna de kolom. TIimensionering van de beide componenten volgt daarna. De eisen die aan de soheiding worden gesteld zijn te vinden in 2.2 • In 2 .3 zijn een aantal voorwaarden vermeld die door AKZO zijn opgesteld. Het ontwerp van Rekers en Steenks is de basis voor dit ontwerp, dat betekent dat de wenselijkheid van de recirculatieseotie in het totaalontwerp van de fabriek wordt aangenomen.
2.2.
Scheidingsscherpte De gewenste zuiverheid die bij de scheiding gehaald moet worden is als volgt te berekenen voor 99,95
%zuiver
De produkt en R11 en R12 moeten
zijn. Bij de laatste destillatiekolom in
de fabriek is de scheiding nooit ideaal, er zal dus R12 in R11 blijven zitten. In de recirculatiesectie gaat er ook R10 mee met het produkt. Deze R10 zal voor het grootste deel in de R11 terecht komen. We stellen nu dat van de 0,05 % verontreinigingen die in R11 zitten de helft R10 is en de andere helft R12. Het maximale gehalte aan R10 dat over de top van de reoiroulatiekolom mag gaan is dus: 0,025
%ten
opzichte van R11 •
Bij een produktsamenstelling van 72 mol% wordt dit 0,025 x 7,17 22,54
= 0,008
%t.o.v.
-7-
de totale produkt stroom.
I
Dat is 0,025 x 7,17 = 0,018 % t.o.v. de freonenstroom. 9,88 In het geval van 37 mol% wordt dit : 0,025 x 3,66 = 0,0035 % R10 26,45 t.o.v. de produktstroom. Dat is 0,025 x 3,66 = 0,009 % R10 t.o.v. 9,99 de freonenstroom. Ook stellen we een maximum gehalte aan R12 in de reciroulaatstroom , dit in verband met de ongewenste produktie van R13. Een scheiding voor R12 met 99,95
%over
de top en
0,05 % in de recirculaatstroom levert voor een produkt samenstelling van 72 mol% : 0,05 x 2,68 = 0,009 % R12 t.o.v. de totale 15,°8 reoirculaatstroom.- Voor het geval van 31 mol% : 0,05 x 6,21 = 0,012 % R12 t.o.v~ de totale reciroulaatstroom. 25,63 ! Voor het verdere ontwerp is 0,015 % R12 àangehouden.
Uitgangspunten
1
Van de uitgangspunten, opgesteld door AKZO, zijn de volgende voor d.e:ze sectie van belang: - Capaciteit
40.000 ton per jaar R11 + R12 , bij 8.000 produktieuren per jaar. Dit moet gehalveerd kunnen worden. minimaal 40 gew.% R11 ( 37 mol% ) en
- Produkt en
maximaal 15 gew.% R11 ( 12 mol% ). - Produktspecificatie : R11 en R12 minimaal 99,95 % - Grondstoffen
- Overige
maximaal 10 ppm H 0. 2 tetra- minimaal 99,9 % , max. 20 ppm H 0. 2 HF --- max. 500 ppm H 0 , max. 100 ppm H S0 2 4 2
max. 1 ppm S02 ' max. 1 ppm H2SiF 6 • -tijdens de destillatie mag de bodemtemperatuur 0
niet hoger zijn dan 100 C • -de produktie van R13 moet minimaal zijn. -er is een koelwatervoorziening, er is bronwater beschikbaar van 11 °c max. 100 m3fuur. -Optimalisering van de energie- en waterverbruiken.
-8-
'
3.
Flashvat berekening Een overzicht van de dampspanningen van de diverse oomponenten leert dat de volgorde van de vluohtigheden als volgt is ( beginnende met de minst vluchtige component)
H 0, R10 , 2 R11 , HF , R12 , R13 , HOI. Er is al gesteld dat het HCI als inert beschouwd kan worden. Het H 0 is afkomstig uit de beide 2 grondstoffen. Door de lage dampspanning blijft dit water oirouleren en moet dus worden afgetapt in een fasesoheider. In het water lost ook een aantal andere verontreinigingen op. Het flashvat is één evenwiohtstrap , met de bedoeling om R10 alvast af te scheiden , zodat de kolom minder belast I
wordt. De ligging van het vloeistof-damp evenwicht van het ingaande mengsel is te bepalen met de Chao en Seader procedure ( appendix B ) • Dit computer programma maakt een flashberekening van een gespecificeerd mengsel bij een gegeven temperatuur en druk. Als antwoord geeft deze prooedure de ligging van het evenwicht ( vapor-ratio ) en de samenstellingen van de vloeistof en damp. Voor de berekening van het flashvat weten wij de voeding en de druk. Ook hebben we een maximum gehalte aan R12 gesteld dat in de reoirculaatstroom mag zitten. ( 0,015 % t.o.v. de recirc. stroom) Wij voeren deze flashberekening uit bij verschillende temperaturen en zoeken naar de laagste temperatuur , waarbij nog net aan de voorwaarde van R12 wordt voldaan. De grootte van de vapor-ratio geeft dan aan of het flashvat enig nut heeft. We stellen dat de kolom en het flashvat beide evenveel R12 mogen reoirculeren. Het flashvat mag dus 0,0075 % R12 t.o.v. de tot.recycle-stroom door-laten, dat is 0,025
%t.o.v.
R12. De hieronder vermelde invoer is gebruikt voor de berekeningen • Voor 37 mol% R11 : De voeding bestaat uit:
R10 R11 R12
-9-
X:r=~ = 0,075
35,4 X = 26 1 2 0,747 f 35,48 X 6 z21 = 0,175 f 35,48
Rt3
en
0,12 = 0,003 35,48
Y(HCI + HF) = 16,44 + 0,16 = 0,319 p s = ( 1-0,319).5= 3,4 bar 52 ,08 R12 in de vloeistoffase mag maximaal 0,0075 % zijn. Voor 72 mol% R11 krijgen we : voeding: R10= 0,162 Y(HCI + HF)
=
, R11= 0,730
12,62 + 0,11 37,62
=
0,338
, R12= 0,108 , R13= 0,001 p s = ( 1-0,338).5= 3,3 bar
De uitkomsten van de flashberekening zijn weergegeven in tabel 1. y'a arin' staat aangegeven: - druk
(bar)
t empera t uur ( Oe)
v.r. = vapor-ratio
v.r.=1 : alles gas vapor-ratio = molen gas tot. molen
v.r.=O
alles vloeibaar.
-per component de molfraotie in het gas en de molfraotie in de vloeistof. -het percentage van een component dat aanwezig is in de vloeistoffase ten opzichte van de totale aanwezige hoeveelheid van die component. Voor R12 wilden we een verdeling van 99,975 % R12 in de dampfase en maximaal 0,025 % in de vloeistoffase. (t.o.v~ R12) Bij een produktsamenstelling van 37 mol% R11 en een temperatuur van 67
oe
zien we dat er 0,58 % van alle R12 in de vloeistof
aanwezig is. Deze hoeveelheid is zelfs te veel , terwijl de vapor-ratio al bijna 1 is , namelijk 0,966. Dat wil zeggen dat er maar erg weinig R10 gecondenseerd wordt (12 %). Het flashvat ontlast de kolom maar erg weinig. Eén evenwichtstrap is niet voldoende voor een goede scheiding die we eisen. Het is economisch gezien antunstig om een flashvat te gebruiken ter ontlasting van de
kol~.
In het vervolg van ons ontwerp van de recirculatieseotie richten wij ons op het ontwerp van de destillatiekolom en laten we het flashvat weg.
-10-
,
R10 T
v.r.
P
oe
y
hR.,.
R11 X
37mel% R11 : r
I
-" -"
r
Y
R12 X
Y
R13 X
Y
-
x
%R10
0,000002
11,8
67
3,!f ~
65
3,4 0,883 0,056
0,222
0,747 0,744 0,194 0,034 0,003 0,000002
34,6
60
3,4 0,626
0,032
0,146
0,713 0,803 0,249
55
3,4 0,387
0,021
0,109
0,639
50
3,4 0,218 0,016
0,092
0,419
0,966 0,069
0,261 . O~ 748 0,709 0,180 0,030 0,003
0,050 0,005
0,000003
% R11 % R12 % R13
3,2 0,58 0,0023 2,3
-
72,8 40,2
10,7
-
11,6
0,076
0,008 0,000006
89,1
26,6
-
0,552 0,801
0,419 0,107
0,014 0,000011
95,9 83,8 47,8
-
0,746
0,117
0,016
0,Q9 1, 0,0
22,8
-
0,618 0,131
0,019
0,001
0,000001
45,7
0,143 0,022
0,816
0,332
66,9
I
72 mol% R11
I
75
3,3 0,912
72
3,3 0,796 0,110
70
3,3 0,109
0,094 0,326 0,162
0,652
0,001
0,000001
58,6 26,0 5,9
67
3,3 0,566
0,074 0,276 0,756
0,696 0,170 0,028 0,002
0,000001
73,9 41,4
11,3
65
3,3 0,467
0,064 0,248 0,743 0,719
0,193 0,033 0,002
0,000001
81,6 52,5
16,3 0,53
Tabel 1
,
0,137
0,363 0,759
tlashberekening
0,565
6,8 1,3 17,3
3,6
",02
-
4.
Kolomberekening
4.1.
Bepaling van het aantal theoretische schotels en van de
4.1.1.
Gra~ische
re~luxverhouding
methode
Als eerste oriëntatie is een met behulp van de
gra ~ische
kolomberekening
uitg~voerd
Mc .. Cabe-Thiele methode. Daarhij is uitgegaan van
de sleutel componenten R11 en R12 ' waarbij de K-waarden uit de idealiteit bepaald werden volgens: = Pi,T •
KT
P s
P
(5 ba r ) minus de partiële HCI-spannine omdat t HCI als iner·t bes chouwd wordt. Als re fluxverhouding is 1. 5x R . mm. . gehanteerd. Omdat R slechts in geringe mate in het topprodukt P
s
is hierbij
10
ma g voorkomen is eveneens een
derg~lijke gra~ische
methode toe-
gepast voor de top van de kolom met een R -R scheiding. Ook 10 11 hier l
Hier is van ideale en C&S K-waarden gebruik
gemaakt en wel voor 5 bar· in de bodem en voor 3.9 bar in de tQTJ. In bijlage A wordt de Me. Cabe-Thie'le methode nader beschreven en
6 t/m 10 de diverse genoemde diagrammen weer. Daaruit blijkt dat,voor C&S K-waarden en R = 2.5 , er vijf topgeven de figuren
en vijf bodemschotels nodig zijn. Bij ideale K-waarden en R =1.5 bedraagt dit aantal respectievelijk vijf en acht.
Aan he t einde
van paragraa~ 4.1.2. wordt de relatie van deze grafische methode met de computerberekeningen behandeld.
4.1.2. Schotel tot schotel methode pgemeen Om
een nauwkeuriger berekening voor het aantal theoretisohe schotels
-12-
te verkrijgen is vervolg-ens gebruik gemaakt van het mul ticomponent des tillatie programma "Whendi 11'. Uitgaande van een bekende voeding en gewenste hoeveelheden destillaat en bodemprodukt berekent dit programma voor een opgegeven aantal theoretische schotels (N en refluxverhouding (R) worden de temperaturen op
de top-en bodemsamenstellingen.
) th Bovendien
alle schotels en de benodigde hoeveel-
heden warmte die condensor en reboiler moeten verwerken
berekend.
Door variatie van N , R en eventueel de voedingsschotel (V ) th s kan de meest optimale kolom bepaald worden. Zoals in dit gehele verslag, zijn de berekeningen ui terste produktsamens teIl ingen (31% R
11
en 12% R
voor de twee 11
) uitgevoerd.
In bijlage C. wordt het programma gedetailleerder beschreven en zijn de gebruikte invoergegevens vermeld. ! Het aanwezige HCI-gas is in principe als
inert beschouwd. Deze
aanname is te rechtvaardigen omdat HCJ,ideaal gezien, de hoogste dampspanning van de aanwezige stoffen vertoont. Bovendien zal het door de afwijkende chemische structuur t.o.v. de freonen extra vanui t de vloeistoffase de damIlfase in gedreven worden.
Om een
zo correct mog-elijke warmtebalans te verkrijgen is het echter wel in de "Whendi ":"'procedure ingevoerd. Om er voor te zorgen dat het zich inert gedraagt, werd er een hoge K-waarde aan toegekend. De werkelijke K-waarden voor een HCI-freonen-systeem waren niet te vinden. De Chao en Seader methode is voor stoffen als HCI helemaal niet te gebruiken,
terwijl idealeK-waarden vrij zinloos zijn
omdat HCI zich voornamelijk boven zijn kritische temperatuur bevindt. Voor HF is dit laatste wel gedaan, waarbij eventuele afwijkingen, gezien de zeer geringe hoeveelheid , niet zo belangrijk
z~jn.
Het inerte karakter van HCI en het feit dat de K-waarden van de freonen m.b.v. de C & S methode zonder HCI en HF berekend moeten worden, betekent dat de werkdruk van het systeem verminderd moet worden met de partiële HCI-spanning.
Daarbij is aangenomen dat de
wet van Dal ton geldig is. Mogelijkerwijs liggen de werkelijke K-waarden ideale
iets dichter bij de
dan uit de C&S-berekening valt te concluderen. Enkele
publicaties zouden daar een aanwijzing voor kunnen zijn ( 9 en 18 ).
-13-
\
Di t zou het gevolg kunnen zijn van de te grote polari tei t van de freonen
waardoor de C&S-methode afwijkingen gaat vertonen.
Zekerheid hieromtrent is echter pas te krijgen als meer geavanceerde evenwichtsrekenprogramma's operationeel zullen zijn.
Om na te gaan hoe groot het effect van andere K-waarden op het uiteindelijke kolomontwerp zou zijn, is eveneens een berekening met "Whendi 11 ' ui tgevoerd met gebruikmaking van ideale K-waarden. Daarbij zijn uitsluitend die twee gevallen bekeken waar de specificaties het eerst overschreden worden. Dit zijn de topsectie van de kolom bij 72% R11 en de bodemsectie bij 37% R • HCI is op 11 dezelfde manier behandeld als bij de eerder beschreven serie berekeningen. Wanneer de defenitieve K-waarden bekend zijn,kan men uit deze twee series berekeningen
vrij eenvoudig schatten hoe de kolom
gedimensioneerd moet worden door tussen de twee uitersten in te gaan zitten. Zuive~heidscriteria
Zoals reeds eerder gesteld mag het percentage R t.o.v. de 10 andere freonen in het topprodukt respectievelijk 0.009% (bij 37% R11 ) en 0.018% (bij 72% R11 ) bedragen. Als zuiverheidseis voor het bodemprodukt is 0.015% genomen. Dit percentage zou eventueel iets hoger gekozen kunnen worden. Daar er echter slechts betrekkelijk weinig schotels voor deze scheiding nodig zijn, is hier gekozen voor de situatie waarbij vrijwel geen extra R13 gevormd kan worden uit de R in de recycle12 stroom naar de reactor. Resultaten In de tabellen 2 en 3 zijn respectievelijk de resultaten weergegeven van de berekeningen met C&S en met ideale K-waarden. Telkens zijn voor een bepaalde combinatie van refluxverhouding , aantal theoretische schotels en de plaats van de voedingsschotel , de uitkomsten voor top- en bodemsectie vermeld.
-14-
Men moet bij het interpreteren van de tabellen steeds bedenken dat de partiële reboiler en condensor ,als evenwichtstrap zijn meegeteld, zodat het aantal theoretische schotels in de kolom dus twee minder is dan de hier vermelde aantallen. Bij de berekeningen met C&S bleek bij 37% R de refluxverhou11 ding niet lager dan 2.5 te kunnen. Bij kleinere waarden bevindt zich op de lagere schotels te weinig vloeistof om een stabiele toestand te kunnen uitrekenen. Bij twaalf schotels is dit zelfs nog hoger, n.l. 4.2 • In het ideale geval is wel een lagere R mogelijk. Dit wordt waarschijnlijk veroorzaakt door de lagere K-waarden van R
10
Tabel 2.
en R
11
•
Berekeningsresultaten ivan "Whendi"· met Chao en Seader K-waarden.
-15-
Tabel 3.
Berekeningsresultaten van "Whendi 11 ' me t ideale K-waarden.
nr.
% ReP in Nth
V
pro likt
2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13
37 72 37 72 37 37 37 72 72 37 37 37 72
10 10 10 10 11 11 11 11 11 12 12 13 13
s
6 6 5 5 6 6 6 6 6 6 6 6 6
R
2.5 2.0 2.5 2.0 2.5 2.0 1.5 2.0 1.5 2.0 1.5 1.5 1.5
% R10 in % R12 in top bodem 0.020
IJw
+ 1860
0.001
1175 + 1860 1175 + 1860
0.007 0.005
0.006 0.015 .:t 1245 0.068 i + 1100 1175 883 0.005 .:t 1245 + 1100 0.033 + 1100 0.015 883 I
0.001 0.002
0.002
IJw
cO!ld. KW
reboil. KW
1183 + 800 1183 + 800 1183 819 456 + 800
-
.:t 445 819 456 456 -+ 445
Bespreking van de resultaten De
combinatie die zowel voor 37% als voor 72% R
11
aan de
zuiverheidseisen voldoet bljjkt volgens tabel 2 uit de nummers
8 en 9 te bestaan.
Dit betekent dus
een kolom met
retisohe schotels inclusief condensor en reboiler.
tien theoDe reflux-
verhouding ligt tussen de twee (37% R ) en de twee-en-half (72% R11 ) 11 in. Een groot probleem bij dit ontwerp is echter de ontzettend grote warmtestromen in condensor en reboiler. Bij gebruikmaking van de ideale K-waarden blijkt uit tabel 3 dat bij gelijke N , V en R de topsamenstelling beter en de th s bodemsamenstelling slechter wordt. Door verplaatsing van de voedingsschotel kunnen de specificaties wel gehaald worden. Bovendien blijkt dat bij ideale K-waarden lagere ref'luxverhou-
-16-
dingen mogelijk zijn. Om aan de gestelde zuiverheidscriteria te kunnen voldoen moet dan wel het aantal schotels verhoogd worden. Een kolom met dertien schotels inclusief reboiler en condensor en met een refluxverhouding van anderhalf is bijvoorbeeld mogelijk. Wanneer deze resultaten van "Whendi'" vergeleken worden met die van de Mc-Cabe-Thiele methode uit paragraaf 4.1.1 dan blijken de aantallen . benodigde schotels die met beide methoden gevonden worden redelijk overeen te stemmen. Voor de top moeten dan wel en R als sleutel componenten R10 en R11 en voor de bodem R 12 11 worden beschouwd. Wordt de minimumrefluxverhouding bekeken dan blijkt dat de X-Y voor ideale en C&S:, K-waarden beide + 3 zijn. diagrammen van R11 -R 12 Een reflux van 3 zonder HCI komt overeen met R =1.2 met HCI. De met "Whendi";"'ideaal gevonden reflux van 1.5 stemt daar goed mee overeen. De veel grotere waarde van "Whendi";...C&S sterk af ,deze is n.l. 2.5 wat overeenkomt met R
=
wijkt echter
6.5 zonder HCI.
Of deze refluxverhouding werkelijk niet lager kan,wordt gezien het bovenstaande
enigszins twijfelachtig.
Mogelijk is het vloeistof tekort, waardoor het rekenprogramma bij lagere reflux afbreekt, mede een gevolg van de rekenprocedure. Tijdens de twee iteratieve cycli in deze procedure kan door een nog onjuiste temperatuur-benadering
het vloeistof-damp evenwicht
zoveel afwijken dat er vrijwel geen vloeistof meer aanwezig is. Vreemd blijft dan echter wel dat ook bij gewijzigde voedingstemperatuur en andere startwaardes het programma nog steeds niet wilde werken. Gezien bovenstaande redenering is het waarschijnlijk mogelijk om de refluxverhouding tot
~
1.5 te kunnen beperken, waardoor de warmte-
stromen dan ook iets minder groot worden.
Ook in dat geval moet
de condensor echter nog ruim één megawatt afvoeren. Ook de dimensionering van de uiteindelijke kolom is sterk afhankelijk van de refluxverhouding. In de volgende paragraaf zijn een aantal alternatieven bekeken.
-17-
,
4.2
,
Dimensionering van de kolom Uitgaande van de res ultaten uit paragraaf 4.1
zijn de vereiste
dimensies van de de s tillatiekolom berekend. Een aantal alternatieve mogelijkheden die in tabel twee en drie staan vermeld zijn daartoe doorgerekend.
De belangrijkste gegevens
van die uitgekozen gevallen zijn in tabel vier weergegeven. Tabel 4 •
Gegevens van enkele alternatieven t.b.v. de dimensioneringsberekening,
omschrijving 37% R 11 -toP 37% R11 -bodem 72% R11 -toP 72% R11 -bodem 72%-top 50% c. 72 fo- bod. 50% c.
37% R11 -toP 37% R11 -bodem 72% R 11 -toP 72% R11 -bodem 72%-top 50% c. 72fo-top 50% c.
L kg/s
G kg/s
bijzonderheden
7.6 10- 3 8.1 10- 3
0.52
10.2
12.1
0.28
10.9
0.205
5.1 10- 3 5 .3 10-3
0.37 0.18
7.0
7.4 8.8
7.0
4.9
0.206
2 .55 10- 3 2.6510- 3
0.185
3.5
4.4
0.105
0.09
3.5
2.45
0.206
4.5 10- 3 4.7 10- 3
0.36
6.12
8.4
0.09
0.11
6.32
2.9
0.31
0.11
C&S K-waarden
0.105
N
th
8
=6
V s
K-waarden ideaal
3.8 10-3 3.9 10- 3
0.30
5.20
7.2
0.09
Nth
0.11
5.20
3.0
0.24
1.9 10- 3 1.95 10- 3
V s
0.15
2.60
3.6
0.09
0.055
2.60
1.5
0.24
Uit tabel vier blijkt dat de minimumbelastingen in
=
R
I
=
13
=6 =
1.5
het geval van
C&S ongeveer 30% en in het ideale geval : 40% van de maximale belasting bedraagt. Om deze capaciteitsverschillen goed te kunnen verwerken is gekozen voor klepschotels • De kleppen zijn van het type V-1 • De dimensioneringsberekening is uitgevoerd volgens de beschrijving van Hoppe ( 14 ) aangevuld met andere methodes uit Perry (5 ), Zuiderweg ( 8 ) en Billet ( 13 ) •
-18-
,-, ..
Resultaten Voor de twee in tabel vier vermelde uitgekozen mogelijkheden is het resultaat van de dimensioneringsberekening in tabel vijf weergegeven. Behalve de uitkomst van de volgens Hoppe's berekening meest optimale construktie zijn eveneens een aantal alternatieve mO@9lijkheden en hun consequenties
vermeld.
De kolomdiameter is n.l. hoofdzakelijk van de maximaal toegestane "
gassnelheid afhankelijk • Deze wordt bij de berekeningswijze volgens Hoppe zo gekozen dat de klep pen juist open staan. wel hogere gassnelheden mogelijk;
Er zijn echter
maar dan moet wel een grotere
drukval geaccepteerd worden terwijl bovendien de schotelafstand ;
vergroot dient te worden. Ook kan de effi'ciency t.g.v. entrainment wat slechter worden. Fig. 3 geeft de relatie tussen drukval en diameter. Inbijlage ' D is een berekeningsvoorbeeld van deze dimensionering gegeven voor de topsectie van de kolom voor C&S K-waarden met 37% R • 11 Zoals in die bijlage wordt uitgelegd zijn in tabel vijf twee ft
waarden voor de schotelafstand (H ) gegeven, waarbij het gemiddelde s
een goede keuze lijkt. De efficiencies zijn gedeeltelijk berekend met de in bijlage D aangegeven methode en gedeeltelijk uit grafische relaties(8 ,13) van de efficiency en de belastingsfactor ()\ ) s
I.
bepaald.
Bespreking van de resultaten "
Uit tabel vijf blijkt dat er verschillende kolomconstrukties ,
'
mogelijk zijn. Kiest men een kleinere diameter dan wordt de schotelafstand groter en de efficiency wat lager ,waardoor de kolom hoger
wordt.
Bovendien is de drukval dan hoger. Gezien het probleem met de toptemperatuur ( zie par.
4.3.) moet de drukval 011er de topsectie
tot een minimum worden beperkt omdat de toptemveru.tw.lr bij drukverlaging nog verder zakt. En iedere graad is van belang. VOOl' let C&S geval
h~
daarom een dia.meter van 1.45 m de beste
keuze. Uit cons+'ruktieve oveI'li'egingen zou voor de bodem eveneens 1.45 m genOC'len kunnen worden. Om doorlekken te voorkomen moet
. .'
'
-19-
"
;.L
.~
...
.;.,
" ~
.,'
Tabel 5.
kolomsectie
% R11
D
N
v
Fr
(m)
Resultaten van de dimensioneringsberekeningen
b (m/m2 )
äH
vp (cm)
H ~Pt 6 (Hoppe) (bar)
\675
H ~Gmin "s s ~ (Zuider.) (m- /s)
E
0
Np~
(%)
~Ptot (bar)
------ - _.
37 37 37 37
1.45 1.25 1.20 1.05
141 100
37 37 37 37
1.20 1.00 1.45 1.45
82
top (ideaal) 37 top (ideaal) 37 top (ideaal) 37 bodem Cid)
top (C&8) top (C&S) top (C&S) top (C&S) I
'" 0 I
bodem (C&8) bodem (C&3) bodem (C&3) bodem (C&8)
bodem (id) bodem Cid) bodem Cid)
37 37 37 37
0.076 0.076 0.076 0.076
0.51 0.64 0.68 0.85
13.7 17.3 18.7 23.2
33
0.75 0.94 0.52 0.52
15.5 20.8 1a-.3 13.5
33 66
140 80
0.081 0.081 0.081 0.081
1.20 1.00 0.75
97 65 32
0.045 0.045 0.045
0.58 0.78 1.25
0.75 1.00 1.20 1.20
32 65 97 32
0.047 0.047 0.047 0.047
1.25 0.80 0.59 0.59
92 74
57
0.0096 0.015 0.017 0.022
0.0.50 0.073 0.080 0.105
34 42 46
"25 11 1125 "
0.011 0.017 0.007 0.010
11.7 17.0 42.5
33 73 250
0.0096 0.016 0.948
15.9 10,,9 9.0 12.9
33 "22 " "20" "25 11
0.010 0.047 0.026 0.007 0.0056 0.018 0.009 0.018
6J ~
75 98
.
0.042 "73 0.055 , 7C 0.060 65 0.079 55
7 8 8
60
0.12 0.09 0.08 0.06
9
0.07 0.12 0.14 0.22
0.050 0.068 0.032 0.032
32 43 25 25
0.07 0.05 0.11 0.07
0.038 0.051 0.024 0.024
80 75
4 4
0.045 0.07
82
4
0.040 "
Ö~056
33 46 100
0.08 0.06 0.03
0.042 0.060 0.107
68 60
8 9
0.08 0.15
30 "22" "20 " "25"
0.03 0.035 0.053 0.020 0.08 0.014 0.014 0.03
70 65
9 10
0.09 0.p7
72
9
0.079 0.143
Als H tussen" t dan wordt deze bepaald door ~H s vp , : ,l ekt door bij minimale belasting , : tv: 132 mm
' ,,
=
~75 - mm
- ... --
.....
.
0.08 tt
,
~
I I +
I
i
I I
t- ---') 1\
_.-.0
.f :
/
1
/
.~
/ f
I I
/
ei
/
/
/
/
~ .
/
.~
, ."
~.
ti
/.Jt. /
ti)
/'
/
____ '• • ,. ,
?'
o cS
/
'f..
,:
Q)
c.
:-,..
'- ce-
..
--" -" ...:
-21-
_.,J .;.
dan wel het aantal gaten pe::' opper'vlakte-eenl:ejd vel'kleind worden. Ook kan de minima.le opening of het klepgewicht
ver~mderd
worden. Kiest men twee verschillende dia.meters , dan lijkt 1.00 meen acceptabele keuze.
In dat geval wordt de kolom
+ 6 m. hoog ,
in het andere geval is dit slechts 5.25 m • Bij ideale K-waarden is een diameter van 1.20 m. de beste keuze. Ook nu kan de bodemsectie weer kolom wordt dar..
.: 7.00 m. hooe:.
een gelijke dia.meter krijger.; de De meest optimale bodemdiameter
is echter 0.75 m., waarbij de kolom 7.50 m. boog wordt. Dit
laatstg~noemde
kolomconcept is tenslotte als meest reëel
bevonden en is dan ook gebruikt in het werktuigbouwkundig gedeelte van deze opdracht.
In paragranf vijf wordt deze keuze nader
bea.rgumenteerd.
4.3.
Bepaling van de ' condensor- en reboilertemperatuur Zoals reeds vermeld is in par. 2.1 is er voor een werkdruk van
5 bar gekozen op grond van de condensortemperatuur. Bij deze druk zou de to pteml:eratuur minimaal 40 oe bedragen zodat normaal met water gekoeld kan worden (10). Voor de in de vor'ige paragraven bescbreven kolommen is gecontroleerd of de. condensorlemperaturen inderdaad hoog genoeg zijn. De tempera.turen die door "Whendi" berekend worden,
zijn niet gebeel
correct. Dit komt doordat de partiële dampspanning van het HCI in de destillaatstroom groter is dan in de kolom waardoor de K-waarden van de freonen veranderen.
Voor het damp-vloeistof evenwicht aa.n
de uitgang van de condensor geldt een systeemdruk voor de freonen R11 ) tot 2.07 bar (72% R11 ) • Voor de C&S kolom is de temIleratuurberekening ook weer met de van 1.89 bar
(37%
Cl::ao en Seader procedure uitgevoerd terwijl in het geval van de ideale K-waarden de berekening met de band is verricht. In bijlage E zijn beide berekeningsmethoden weergegeven. Tabel zes Bij
Graeft een overzicht van de berekende condensortemperaturen.
37%
R blijkt deze temperatuur in het ongunstigste geval( C&S 11 o slechts 18 C te bedragen. Als de K-waarden ideaal worden genomen
'. )
\ '
-22-
komt men tot 20 °C. De temperaturen in de top van de kolom liggen rondom
de 50 °C.
Bij 72% R11 liggen de temperaturen hoger, n.l. 30 °c (C&S) tot 45 °c (ideaal) voor de condensor en 60 °c (C&B) tot 70 °c (ideaal) voor de top van de kolom. Tabel 6.
Condensortemperaturen Druk voor K-waarden
%R11
Whendi
5 (C&S)
37
11
Whendi
3.4 (C&S)
37
8
C&S
1.89
37
18
Whendi
5(ideaal)
37
Hand
1.89 (ideaal)
Whendi
4.1 (C&S)
37 72
17 20
Whendi
4.1(ideaal)
72
Berekeningsmethode
Temperatuur ( °c )
29 45
Om te zorgen dat de condensor niet te krap ontworpen wordt is voor het wertuigbouwkundig gedeelte 18 °c als minimumtemperatuur gehanteerd. Het betekent dat er met bronwater (althans g~deeltelijk)
gekoeld dient te worden.
Op overeenkomstige wijze is de temperatuur van de reboiler
bepaald. Omdat er nu geen HCI-gas aanwezig is stemmen de temperatuur volgens "Whendi'" en die uit een aparte flashberekening volgens C&S wel overeen. Nagegaan is of het mogelijk is om de druk nog wat verder te verhogen om zodoende de condensortemperatuur met enkele graden te doen bplopen. De reboilertemperatuur loopt dan ook op. In tabel zeven zijn de. diverse bodemtemperaturen vermeld. Het blijkt dat verhoging van de druk tot 6 bar de bodemtemperatuur tot 98 °c doet stijgen. Dit ligt erg dicbt bij de maximaal toegestane temperatuur va.n 100 o C, zodat een dergelijke bedrijfsvoering niet ' is aan te bevelen. Bij een dergelijke kooktemperatuur zullen n.l.
-23-
ongetwijfeld plaatselijk oververhittingen boven de 1000 C voorkomen. De gekozen 5 bar lijkt dus inderdaad de meest aangewezen druk hoewel de condensortemperatuur hinderlijk laag is.
Tabel 7.
Bodemtemperaturen Druk voor K-waarden
%R11
Whendi
5 (C&S)
c&s
5
Whendi
5(ideaal)
Whendi
5( C&S)
C&S
6( C&3)
37 37 37 72 72
Berekeningsmethode
-24-
Temperatuur
( °c ) 82 80 82 90 98
5.
Overzicht resultaten In paragraaf 4.1.2. zijn enige vraagtekens gezet bij de juistheid van de Chao en Seader K-waarden en bij de grootte van de refluxverhouding.
De conclusie daarbij was dat de werkelijke K-waarden
tussen de ideale en de C&S in zullen liggen en dat een reflux van
+ 1.5
reëel lijkt.
Verder is in paragraaf 4.3. aangetoond dat de condensortemperotuur tamelijk laag uitvalt, zodat de drukval over de topsectie van de kolom tot een minimum beperkt dient te worden. Gezien deze feiten lijkt de uiteindelijk te bouwen kolom het best benaderd te worden door degene die voor gerekend met het "Whendi":,...programma.
i~eale
K-waarden is door-
Dat ;is dus de kolom met dertien
theoretische schotels (incl. condensor en reboiler) , een topsectiediameter van 1.20 m en een bodemdiameter van 0.75 m. Voor deze kolom worden in onderstaand overzicht alle relevante parameters nogmaals weergegeven.
De nummers achter de diverse
grootheden corresponderen met de indices in het flowschema (fig.4) Voedingsstroom 37% R11 (max.) voedingsstroom 72% R (max.) 11 voedingsstroom 72% R11 (min. )
52.08 mOlls 37.6 mOlls 18.8 mOlls
= 5.5 kg/s = 3.9 kgls
1.
1.95kg/s
voedingssamenstelling
37%
5.0 % R10 50.9 % R11 11.9 % R12 0.2- % R13 31. 7 % HCI 0.3 % HF
1•
voedingssamenstelling
72%
10.7 % R10 48.3 % R11 7.1 % R12 0.1 %Rn 33.5 % HCI 0.3 % HF
1•
voedingstemperatuur
37%
voedingstem ~ eratuur
72%
°c °c
1•
5 bar
1.
71 80
voedingdruk
-25-
destillaatstroom 12%(min.)
26.45 mOl/s 22.54 mOl/s 11.21 mOl/s
destillaatsamenstelling 31%
13.8
Destillaatstroom 31%(max.) destillaatstroom 12%(max.)
23.5 0.4 62.2
1.9 kg/s
2.
1.8 kg/s
0.9 kg/s
%R11 %R12 %R13 %HCI
2.
0.1 % HF 31.8
destillaatsamenstelling 12%
11.9 0.1 56.0 0.2 destillaattemperatuur 31% destillaatemperatuur
12%
druk in de top vld kolom
%R11 %R12 %R13 %HCI %HF
°c -++ 18 29 °c
2.
4.92 bar
2. 3.
1 .5
refluxverhouding .
2.
Dimensies to psectie diameter
1.20 m
schotelafstand
0.35 m
afstand topschotel tot de bovenzijde van de kolom
0.85 m
lengte vld ' overlooprand
0.66 m
spleethoogte tussen valpijp en schotel
25
oppervlakte valpijp oppervlakte bubbling area
:
aantal kleppen
:
diameter gaten
IDID
2 0.045 m 2 0.84 m 91 40 mm
afstand kleppen
50 mm 100 mm
configuratie kleppen
driehoeksopstelling
diameter kleppen
. a·
2 mm
maximale kleplichting
I
8 mm
aantal schotels
.
8
mini~ale
kleplichting
a
-26-
4.
Bodemproduktstroom 37%(max.) :
25.63 mOl/s
bodemproduktstroom 72%(max.}
15.08 mOl/s
3.6 kgIs 2.1 kg/s
bodemproduktstroom 72% (min.}
7.54 mOl/s
1.06kgfs
6.
bodemsamenstelling
37%
10.3 % R10 89.2 %R11 0.5 %HF
6.
bodemsamenstelling
72%
26.7
%R10 %R11 %HF
6.
oe oe
6•
72.9 0.4 bodemtemperatuur
37%
bodemtemperatuur
72%
.
+ 82 + 90
5.09 bar
6.
diameter
0.75 m
5.
schotelafstand
0.35 m
afstand bodemschotel tot de onderzijde vld kolom
0.50 m
lengte van de overlooprand
0.56 m
spleethoogte tussen valpijp en schotel
25 mm
druk in de bode m Dimensies bodemsectie
2
0.047 m 2 0.28 m
oppervlakte valpijp oppervlakte bubbling area aantal kleppen
32
diameter gaten diameter kleppen
40 mm 50 mm
afs tand kle ppen
100 mm
configrxatie kleppen
driehoeksopstelling
minimale kleplichting
2 mm
maximale kleplichting
8
aantal schotels
9
rom
6.95 m
Totale hoogte kolom
-27-
5.
Warmtecapaciteit condensor 37 %(max.) warmtecapaciteit condensor 72 %(max.) warmtecapaciteit condensor 72 %(min:)
+ 1100 kw :
7.
883 kw 442 kw
Warmtecapaciteit reboiler : 37: %(max. )
456 kw
warmtecapaciteit reboiler 72 %(max.)
: +
445 kw
warmtecapaciteit reboiler 72 %(min. )
: +
222 kw
-28-
8.
..
van reactor
2.
produkt j
~
($ )
7.
~
- 3. 4.
1.
I
~
, ;
5. ,
,
6. ,
--
--
~
( CJ
8.
~
spui
naar reactor
--
I
1J
L_
J fig. 4
eindontwerp
-29-
--
6.
Literatuuropgave 1. Physico-chemical oonstants of pure organic compounds, vol ume 1, J.Timmermans, Brussel 1950, p. 225 2e Physioal Properties
a guid to the physioal , thermodynamic
and transport property data of industrially important chemioal compounds, C.L.Yaws, p. 188
3. Janaf thermo chemical tables 4. Physioal properties of inorganic oompounds , A.L.Horvath 5. R.H.Perr,y
C.H.Chilton, Chemical Engineers' Handbook , 5
th
ed . ,
MoGraw- Hill, New York 1973 6. Handbook of chemistry and physics, R.C.Weast, 54
th
ed., 1974
7. F.J.Zuiderweg, Fysisohe technisohe soheidingsmethoden W, collegedictaat i21 T.H. Delft, 1975 8. F.J.Zuiderweg, Schotelkolommen, collegedictaat i20 T. H.Del f t , 1978 9. E.J. Du Pont de Nemours & oompany ( inc. ) ,Refrigerating Engineering
thermodynamic properties , T-13 : freon 13 ,
RT-21 : freon 12 , T-11 - b : freon 11 , B-31 : liquid density of freon-fluorcarbons , FA-22 : vapor pressure and liquid density of freon 10. D.Rekers
A.Steenks, De bereiding van monofluortrichloormethaan
en dichloordifluormethaan, fabrieksvoorontwerp nr. 2465 , 1979, ~aboratorium
11. K.C.Chao
voor Chemische Teohnologie
T.R.Delft
J.D.Seader, a general oorrelation of vap or-liqui d
equilibria in hydrocarbon mixtures, A.I.Ch.E.Journal, deo. 1961, p. 598-605 12. Whendi, programmabeschrijving 13. R.Billet, some aspects of the choioe of destillation equipment, I.Chem.E. symposium series: proceedings of t h e Int . Symposium of Destillation, Brighton England, sept . 1969 14. K.Hoppe
M.Mittelstrass, Grundlagen der dimensionierung von
kolonnenbBden, Theodor Steinkopff Dresden, 1967 15. J.B.Maxwell, Databook on hydrooarbons, Nostrand Co . Ino, 1950
-30-
16. E.Kirsohbaum, destillier und rektifizierteohnik, 3 e auflage, Springer-Verlag, 1960
11. A.P.Colburn, Effeot of entrainment on plate effioienoy i n destillation, Ind.Eng.• Chemist. vol 28 no.5 , 1936 18. Frigen, Farbwerke Hoeohst A.G., Frankfurt, 1955 19. Kpaohookhk E.H. e.a., Chlolodylnaja Teohnika nro8 p.26 e.v. 1976 20. B.ter Horst, De invloed van de helling van de evenwiohtslijn op het rendement van een destillatiekolom, afstudeerverslag Lab. Apparatenbouw prooesindustrie T.H. Delft , apr il 1979
-31-
Appendix A , Construotie van het MaoCabe-Thiele diagram • De bepaling van het aantal theoretisohe contaotplaatsen gebeurt met de grafisohe methode in het MacCabe-Thiele diagram. Voor de x-y kromme wordt verondersteld dat het binaire mengsel zioh ideaal gedraagt. Voor de topseotie gelden als sleuteloomponenten R10 en R11, voor de bodemseotie R11 en R12. Er gelden de wetten Raoul t en Avogadro!Dalton. Deze leveren voor x en y p
X
P 1.X
P2
s
=P - P 1 2
.
met
Y
=P
zie ook ( 1 )
s
= de dampspanning van de vluohtigste oomp. bij temp. T P = de dampspanning van de andere oomponent bij temp. T 2 P
P
1
de systeemdruk voor het binaire systeem.
s
Door bij versohillende temperaturen de dampspanningen in te vullen zijn over een trajeot paren x en y te bepalen. Voor de systeemdruk moet de totaaldruk worden genomen verminderd met de partiëledruk die veroorzaakt wordt door een hoev'e elheid inert. In de topseotie is dat vooral HCI , in de bodemseotie is er bijna geen inert. Afhankelijk van de reflux-verhouding verandert de relatieve hoeveelheid HCI ten opziohte van de hoeveelheid freonen. De dampspanningen van R11, R12, R13 zijn met formules van Dupont te berekenen. ( 9 ) R10 komt uit ( 1 ). Voor de oonstruotie van een MaoCabe-Thiele diagram en daarin de bepaling van het aantal theoretische oontaotplaatsen zijn nog een aantal andere gegevens
,
q- lijn. Voor een produktsamens t el lulg nodig : Xd ' Xb ' Xf ' R van 31 mol% R11 : ( zie ook figuur 1 ) X
= 6 1 21
f
26,50 + 6,21
= 0,19
0,00015 • 6,21 22,84
,
X d
0,00004
=
6 1 21 3,66 + 6,21
0,629
zie ook 2.2
de voeding is verzadigde damp , de q-lijn is dus horizontaal.
R
1,5 • R .
=
m~n
,
R. m~n
= Xd y
Y
s
=
0(. X
= X
s
1+ ~-nx
f
s
Xs
s
= 0(-
s
-32-
zie ( 1 )
- Ys - X
Ys
Y (:(- 1) s
X
- X
f d Rmlll . = ~.....;;--~~----
X
f
bij T gem.
X f o(--"';X;"'f""(OC---1'"'f"')
in dit geval is
0( =
6,.3
R . , = 2,8 mln
R
= 4,2
Voor het geval van 72 mol% R11 kri~gen we : X
f
=
18,16 4,02 + 18,16
= 0,819
,
X d
vereiste produktzuiverheid. R en P
t
( zie
= 0,99975
OOk
figuur 2 )
dit volgt uit de
zijn bepaald met gegevens uit
Whendi. Voor de diagrammen met C&S K-waarden kunnen
X
en Y worden bepaald
met:
en
X
Door de twee K's over
Y
het geschikte temperatuurgebied te nemen
kan de gehele X-Y curve worden geconstrueerd. De verdere constructie geschiedt analoog aan
de boven beschreven
methode voor ideale K-waarden. Figuur vijf toont de dampspanningslijnen die de basis zijn voor de ideale berekening. Figuur zes toont het Mc.Cabe-Thiele diagram voor de gehele kolom en daarnaast een vergroting voor de bodemsectie ,bepaald voor de C&S
scheidingvan
.Figuur zeven geeft de 12 weer voor de top. R11:-R
C&S·' scheiding
van R -R 10 11 Figuur acht is het diagram voor de ideale scheiding R11 -R in de 12 bodem. Figuur negen en tien zijn beide voor de ideule schei
-33-
-1171 1000 800
- 110
-100
n;i~r :.i- ~
I!
l .
..
-90
-80
PRESSURE-TEMPERATURE RElATIONSHIPS OF "FREON" COMPOUNDS TEMPERATURE. ·e -60 -50 - .co ' JO -20 - 10 IV
-70
~v
ti !'l"T;! T: ~ ' I : ! ;;Wi 'l~ i:~{;d;;~
.ou
:>U
1 " '; ;H+ : lJ,:~t;: ' 1 '+ :!b 1:':; " ' ! !; !' !8~ J . . . ;·:'_J.V . !; , T ", J ", } ' " :~ l" ~ : : ;:~ j ; : :~9: ' ~ ':~ '~ ;'1< 2 ';1" · ~T4--1-.-.. : i ·· . .
! -::ql '
'u
80
90
100
110
120 130 lAO 1489
900
::
· " ! · · ·· ·~ ~ ·~~I:)qd;l~:]~~~
600
"
ou
",j'il '!!; :J'!I=+L; _';'dJ::l+~+4~ "85
500
~i~t;r~f1L~;~~A
AOO
300
300
200
200
o
r,.;
.
:>
100
100
5
80
f
6O!
80 60
' <10
50
"
JO
40
20
30
10
C
I
f
t
Ii
VJ
~
i
20
s 2
o 5 10
10
8 15 6
5
20
4
22
24
:>
fig. 5 dampspanningslijnen overgenomen van
. ,,,.,.
1.0
0.8
2 ',
=
27
Ö
~
~
28.55 u
~
o.~
29
O,A
"FREON" PRODUCTS DlVISION
0 .3
E. I. DU PONT DE N[MOURS & CO. (INt.) Wilmington. Delawar. 19891
0.2
~~~~:::'::~::E~:E~]: ::i·:'I: :~::::J::~ 0 .1 - H'O,
~
~ 28
nu Pont ( 9 )
O.t
.
>u
-160
- 140
- 120
-100
-80
-61\
- AO
-20 TE
o
~PE1tATURE.
20
Of
.co
60
80
100
29.6
29 120
,.0
160
180
200
226
240
260
28C
JOC
n
Ko.
.
r- -
i .
I
r
I t~ .
i
. . .:..::. J .... i
· ~· -t
:
!
I
I • -
-.......
I- ~
I
'1
..
! --
i :
.....
.. ; .
,
.
,
.. ~
--
I
I
! .. . i
-.l:
;~
:1
,
-~
....
. I
_ .l
II
" . j.:.
.,._ ...
I
~ ~!
~ '
!
!
J. _ r
I ,
.1 . .1' ~
.1..+ . .
.,
i
.1
-I
-I
'1
!
L; . .:-:-L:' ~! _: i
.1
__ ._f.-
.,
.i
f ·
_jo
j
T"
i
I I
I· ·
L
·1
i, ..
i
I
I
1•
I
1. .
!
.
.. -l- -. _
!.: ....-
'
.. I
.. .. '
j~
~r.'l .. • 1.
,
I
.i
,
j •• . _ .
I~ ,
.'
.
_I
..
_1. . '
·: ,i...
·i ·
;.
I ...i,:.'_.+i
t
,.
tcr
L.
I
,,
i
. • .s
.1
I..
. " 'j' , -~
I. :" :, -~
r
J....: .
:
i':,; ,
,,.
-0."
i'.
I
,.
."' i
.
I" .
I
t..
t
!
.
I
.1" ! _....,.
·i
1. .
ï-
:
.
i
;.~
I ...:.:.'
,
II ~
. - 'Cl
I
... L; .
"
, 03
,;
,
_ .... l __.
:1
I ... .,
I.
" .,
fig.
37 mol
·1
I
.. I
6
%
C&S
Pt = 5 bar
R11 -R 12 • geheel/bodemsectie R= 6.6 (= 2.5 incl. HCI) XF= 0.19 XD= 0.629 5 bodemschotels
XE=
0.00004
' j
.
-i
-! -
- Qo
S
1·':·1
','
i'
L.__ _ Ii
....ó
j. - ,
,,
I
0,
,
i
fig.
'
!.
1
%
"
:'
12 mol
!'
R10-R 11 •
C&S
topseotie
5.8 (= 2.5 incl. HCl) ~= 0.819 'S>= 0.99915 5 topschotels
R=
o
r
-36-
i
I
I
.!
r
, -r
-r-'
I
, i ,-1-,.......-
1
! ';'1
i. .. r "
•. .1.
'l - .
"
,I
,
,.
:'
,
I ,1.'
i'"
J~.
'.
r .
'j.-
I' l-
I
J.
··1.
..!, . . !
O'
. ~_ .
j"
:-
XC)
I
J..~
•
L
.
, i
Î-
I
i _.--
I
T- -
f ' , i
. j
.i
i·
I
j ...
i- -o~ ~: :
i
L!
t- - _·
.J
'1
lè
!
.; ,, I
,
,i
Oot .
.. -·:1
1-'
I.
_j' ..-J ..,_ "
~
: ."
. .. '
t.
- ---I .
i I
"
.1
.,
Oot I · .
/ i
.
:
- i
i
'
+- :.
I
1..
/'
,
,
.. ' - ' 1'" ,
,
r ·,
I
;-0.'
.
.~
I
I
. 'T
:\
.,
fig. 8 31 mol R
:.
11
-R
%.
12
ideaal p t = 5 bar bodemsectie
R = 3.9 (= 1.5 incl. Hel)
xF= 0.19
I.
I
~= 0.629
~=
0. 00004
8 bodemschotels
, cu.
t>.l
< ..
. I
i
I
_~ I
-31-
-I
0-.3
·. T :
. ,.' f:---'-: ';r-
- '-' T-r
: -~
I" T
I
j
,..... ,
r
-' 1
0
I
'S\
~~ .;n' 1! I
• .1
I
. _L
,
- -_. r
r-
I
J
... '1
.J
'
'; ,
. ! .
._ L. _.. ~_
. .
, ,
...; ~
.
.:: --1;-'\ ~
. i
..., I
I ·
I. . !
'I "
i····
I.
t
I·
~,
t..-~~ • I" ~ ·"7T
I
-.. '
.1
.-
I
•• -.1 ..
..j ... -
T
-:I:-
I
·1 . i
I '
i~ -
I
:1
I
1
1 J
f:.
..' j
-! ", ' .'
'l
I:
f'ig
l
72 mol
%
R -R 10 11 R= 3.5
(= 1.5 inol. Hel)
J-
9
.
•
ideaal
Pt=4. 0 7 bar topseotie
X = 0.819 ~= 0.99975 F 5 topsohotels ,
- ..,..----r-- ,. . "
....• .
1 .
, "
0:if
X(~/lr
-'.
,
o;,,~ :
«.
,-
..., _
IA
--- a
1.0
91 Je»
j . • •
0.'
I
w
\0
I
Cf _LijN 0.8
fig 10 Q.S
72 mol % •
ideaal
R 10-R 11
topsectie
R= 5.8 (
•
~
P = t
2.5 incl. Hel)
XF = o.e-' -: ~= 0.99975 4 topsc~,,' 7els
4.07 bar
X,.,
Rtl 0.;
y(~,,)
/
Appendix B , De Chao en Seader procedure Door K.C.Chao en J.D.Seader ( 11 ) is een algemene correlatie gevonden voor vloeistof-damp evenwichten in mengsels van koolwaterstoffen. Deze correlatie was voor ons beschikbaar in de vorm van een computerprogramma. Dit programma is niet gesohikt voor stoffen die zeer sterk van elkaar afwijken. Voor stoffen, anders dan koolwaterstoffen , die een verwante structuur hebben, kan verwaoht worden, dát het programma goede resultaten geeft. Dit geldt dus voor de freonen ( R10, R11, R12, R13 ) , maar niet voor HCI en HF die zeer sterk afwijken van de rest • Door de hoge dampspanning van HCI is dit gas als inert te be•
schouwen. HF is maar in zeer kleine hoeveelheden aanwezig en kunnen we zodoende weglaten. Er komt binnenkort een
ande~
"programma beschikbaar voor de berekening van vloeistof-damp evenwiohten. Dit programma is wel gesohikt voor stoffen die sterk van elkaar afwijken , aangezien de wisselwerking tussen de
stoffen ,welkeals invoer gegeven moet worden,
ve~chillende
in de berekening wordt meegenomen. De K-waarde in : Y=K.X , wordt berekend met de formule: K _ lt met:
I
~
~ = de fugaoiteitsco8ffioiänt van een oomponent in de vloeistoffase. ,~ = de activiteitsoo~fficiänt van een compo-
nent in een vloeistof-oplossing.
P = de
fugaoiteitsooëffioi~nt
van een compo-
nent in een dampmengsel. Deze factoren worden berekend met de vergelijkingen van Pitzer, Hildebrand en Redlich & Kwong. Voor een snelle berekening is een computer onmisbaar , aangezien het aantal vergelijkingen erg groot is. Van
e~
oomponent moeten de volgende gegevens
worden opgegeven : - Kw , molgewicht (gram)
- T P
o o
, kr ~'t'~so h e t emperat uur (oK) ,kritisohe druk (ata)
-40-
",
- W, acentrische factor
_ 6,
solubility parameter
_ V , molair volume
1
!,
(cal./milili ter)2
(mililiter/grammol)
bij 25
bij 25
°c
°c
_ T , atmosferis ch kookpunt (oK) bij 1 bar bp -AH, verdampingswarmte (Joule/mol) bij 1 bar met AH .
w= -(
1 + log Pr )T ==0,7
Zie tabel
bij 25 oe
(cal./mol)
P r== Pd / Pc' Pd bij
T= 0 , 7 T c.
r
6~00r
deze invoer gegevens. Op de volgende twee blad-
zijden zijn respectivelijk een voorbeeld van de invoer en van de uitvoer gegeven. Enkele opmerkingen bij deze invoer _ het eerste cijfer ( 6) staat voor het aantal componenten I _ H2 staat voor waterstof , CH4 voor methaan , deze stoffen zijn vast in het programma opgenomen aangezien zij vaak' voorkomen in mengadls van koolwaterstoffen. - voor elke component zijn de gegevens afgedrukt - op de een na laatste regel is de temperatuur en de druk weergegeven. de laatste regel geeft de samenstelling van de voeding weer Enkele opmerkingen bij de uitvoer : Tbub is het kookpunt van de lichtste component Tdew is het dauwpunt van de zwaarste component Jtimes en Ktimes zijn programmatellers vr is de vapor-ratio,
zie ook 3.1
FCL = " , GAM :s I ' PHI = 9 ' VLK = de K-waarde _ X is de mol fractie van de component in de vloeistoffase _ Y is de mol fractie van de component in de gasfase _ de hoge K-waarde van R13 k0mt omdat R13 bij deze omstandigheden bovenkritisoh is.
-41-
c~.
Mw
T
0
P
0
0>
Ó
V
T bp
AH
R10
153,82 556,2
45,0 0,1920 8,93 97,10 349,5
32400
R11
137,38 411,0
43,2 0,1836
8,02
93,09
296,7
25105
R12
120,93 384,5
40,8 0,1825
6,57 92,26
243,2
20244
R13
104,46
301,--8
38,2 0,1721
2,95
126,16 191,9
15563
H2 CH 4
2,0
33,0
13,0 0,0
3,25
31,0
20,5
1052
16,04 190,7
46,5 0,0
5,68
52,0 109,0
8943
Tabel
6 , invoergegevens 0ha0 en Seader
-42-
'-- !
- ._ .. . _.. :- . ._~-~~ :;-: ~.:'=-='-:..~-=:-=
.. _.- -.-. -. _ . -.------ .- .- - _.-
- -_.-
.. FeL ·
_-
_.__ ._
"_.. .. .. .. .. --" ' ~·-~~:~~~~~~~~~.~-~~·I*":~· -~~~d.lS~.~:~~-~~::~~~~~~.f-:~:~::'~~.-~~.'. ~ -'.:~-_: i ~ -
-
1.0DOOOOOO
.1 • 000 0 0 0 0 0
1-;' 00000000',
. 1.OQj[O(l OO.u
1.0000000e
1. OOOOOOOI! - ' ".:
h.28';SV4.,QO.·
· 1. 0420~500' =----
-::-=-:- .-::"'::. -;- - :-. :-:.-::= :
3.3 \
CO\4PIL~~ ··TIMË: ··
! .
~ J ~~E~
~~
I.S54A7600
. . 7.42052BOÖ·
2?1. ,178200
247R.0080o.
· 141(,0 . ~YTFS.I\R>lA'( A~F.:A= E~~~~5:
U.53~~ C . FXE~uTTO~
0. TI~E=
o.1It59~9
0.015758'
~-o .116933 '
o• 0 0.9 00 0
0.001097
4H24 HYTES.TOTAL AREA ' A.VAILAflLE-
~~~HER OF ~ARNJNGS=
O.3H SEC.
-_.. ._--- -
..
., .
··· .Q3JECT · : '.) 1E=
'
GA"' ."
0.939620000 " ,_. -':-1-. :3 ï 97l;i·iO~c=::~ ~ji:~::'-::~~~~565223'
1)14GII6-sTICS - .
~
11.41.13
1-4195(1.
U. NUMRER lF EXTENSIJNS~ TUES~AY
13
FE~
79
BYTES
o wHFI" -
JA~
Appendix C
,
Whendi
Voor de berekening van een multi-compQnent destillatie is het computerprogramma Whendi erg geschikt. Dit programma voert een sohotel tot schotel berekening uit volgens de Wang-Renke methode ( 12). Voor elke evenwiohtstrap gelden 5 vergelijkingen: totaal materiaal balans component materiaal balans component vloeistof-damp evenwichtsbetrekkingen in de vorm van K-waarden mol fractie totalen , vloeistof en damp warmte balansen. Uitgaande van een bekende voeding en gewenste hoeveelheden destillaat en bodemprodukt berekent dit programma, op iteratieve wijze, voor een opgegeven aantal theoretische schotels ( N ) en refluxverhouding ' ( R ) de top-en bodemsamenstellingen alsmede de temperatuur over de kolom en de benodigde hoeveelheden warmte die condensor en reboiler moeten verwerken. De volgende gegevens moeten worden opgegeven : het aantal componenten - de K-waarden van alle
componenten~ .als
functie van de temperatuur
de enthalpiewaarden van de vloeistof en damp voor alle componenten als functie van de temperatuur de samenstelling, temperatuur en de fase van de voeding - de plaats van de voedingsschotel , eventueel zijn meerdere voedingen mogelijk - de gewenste destillaatstroom en de fase - het totale aantal theoretische sohotels inclusief de partiële condensor en de partiële reboiler - de refluxverhouding - de geschatte top- en bodemtemperaturen Enkele opmerkingen bij deze invoer : Voor elke component worden de temperatuur_afhankelijke K-waarden opgegeven in de vorm van derdegraads polynomen. De K-waarden zijn, afhankelijk van de situati~,
bepaald met de ahao en Seader procedure of, in het ide-
ale geval, met de dampspanningen. Met behulp van een CPS-computer-
_---
. ..... .
... , - --
-45-
phogramma, dat volgens de kleinste-kwadraten methode werkt, zijn van de gegeven K;...waarden polynomen bepaald. De oonstanten van deze polynomen zijn de invoer voor Whendi. Het is belangrijk dat de polynomen over een groot temperatuurtraject constant stijgen, anders is het voor Whendi niet mogelijk om een kookpuntsberekening uit te voeren. De figuren 11 tot en met 14 geven de polynomen weer voor K-waarden die gelden bij een freonendruk van 5 bar. De voor de oonstructie gebruikte K-waarden, bepaald met de Chao en Seader ~,
'
procedure, zijn met sterretjes aangegeven, de ideale K-waarden met kleine vierkantjes. Voor R13 is er een groot verschil tussen beide, omdat de Chao en Seader procedure in geval van bovenkritische "
om~ "
standigheden niet zo nauwkeurig is. Aangezien er weinig R13 is kan
"",~
het geen kwa'ad voor de kolomberèkening. Het temperatuurtraject dat Voor de destillatie van belang is loopt van 50
o
0
tot 200 F. Op dat
trajeot vertoont geen der polynomen een extreem. In de figuren 15 tot en met 18 zijn per oomponent drie polynomen bij drie verschil+lende drukken weergegeven. Deze drukken zijn 4,07
, 4,31
en 5,0
bar en horen bij verschillende refluxverhoudingen in de kolom. De hoogste K-waarden worden natuurlijk bereikt bij de laagste druk. \
"
De totaaldruk die opgegeven moet worden voor Whendi, wordt niet gebruikt voor
, ~rekeningen.Men
moet zelf de drukver-
:. ~T
anderingen in rekening brengen via een aanpassing van de K-waarden. De vloeistof- en dampenthalpiän worden op
dezelfd~
wijze
als de K-waarden opgegeven. De polynomen zijn nu echter van de tweede graad. De enthalpie gegevens voor stoffen die bovenkritisoh zijn worden volgens de methode van Maxwell ( 15 ) bepaald, dit houd!:- een ext:rapolat'ie in boven het kritisoh punt van de oververhittingslijn. In de figuren 19 tot en met 24 zijn de polynomen te vinden. HF heeft 'volgeni de tekening negatieve enthalpie-waarden bij temperaturen beneden 30 °F~ Gelukkig ligt dit buiten ons tem-peratuurgebied. De voe.d ingste!lJP8ratuur is zo gekozen dat het voedingsmengsel net iets oververhit is. In tabel 1 ,flashberekening, is te zien dat die temperatuur ongeveer 11 °c respeotievelijk 80 °c moet zijn voor de gevallen 31 mol% R11 en 12 mol% R11. De samen.-tallini van
'.
·"
d~
voedinc "t e dezelfde als bij de flashberekening.
-46-
Whendi gaet er van uit dat de voeding mee doet met het vloeistof-dampevenwicht op de voedingssohotel. Aangezien wij de voeding als damp invoeren moet deze net onder de voedingssohotel worden ingebracht. Voor het aantal topseotieschotels telt de
vo~
dingsschotel mee. De gewenste destillaatstroom is onze produkt stroom, gegeven in de figuren 1 en 2 •. De gesohatte top- en bodemtemperaturen worden gebruikt voor een beginsohatting van de temperatuurverdeling over de kolom. Met een flashberekening van de top- en bodemsamenstellingen zijn deze temperaturen te berekenen. Zie appendix E. Door variatie van het aantal
soh~tels,
de voedingssohotel
en de refluxverhouding zijn versohillende kolommen te berekenen die aan de scheidingsspeoificaties voldoen. Een keuze moet dan later worden gemaakt. Een voorbeeld van de uitvoer is gegeven op de pagina's62 tot en met 67. Eerst volgt een contrale van de invoer, waaronder de oonstanten van de K-waarde en enthalpie polynomen, wanneer aan het convergentiecriterium is voldaan volgen de resultaten. De destillaat- en bodemstromen met hun
8amenstel~
lingen worden gegeven. Aan de hand van deze samenstellingen is te zien of de specifioaties gehaald worden. Daaronder worden de berekende warmte-stromen van de reboiler en condensor gegeven. Op pagina 66 is een overzioht van de interne vloeistof-en dampstromen met de samenstellingen gegeven. Als slot wordt een figuur geplot van de sohotel temperaturen •
....47-
.
.-
-' ~ '
F~~~~~' ~
,
:"\ ~
. ,:.r,. ;
.. .
.'
..
'.~ .
.
,..
'
.~
',;.' .
. . -- .-----..-.- .---·--------l · Çi'3 -'\ 1
I ,I
.l
,1 / i
.....
o
lbo. oo
1 ~0 . 00
140 .0 0
TEMP ER AT UUR F
l~O.OO
--r--- ----y- -- -_. 10 C.00 2 00.0 0
r
!
- ---.-
2 2 0 . CD
;·'iC . 00
. '. ·i ·
vo .. ,..:..~ .
-,
. 'r,: ' .• ~:. . ~ \ . ~.
o
(to~"''rl
~
.~ " "
Nr---~----- '----"---'
----..-.-. --------.-. - -.-----.-.. --..- . . ---.--.-.--.--..----.-. .._. . .
~~
~id
I
/
,/,1
gj
, /
!
ero i (r:: Il~J
!:C-l
!
,,1
·· i
....
.n (
U
. .. . ,
'.
g..i.,_- -_ -__. .-. _ _ 1: -
~ . oc ·
~--.- .. -'., _--=-. , , .-
. ~ O. r:r.
..
·i ~;.C8
- - r - - -- - --r---- -- --r-....-. - ._.-.- .-- - - - 1 - GC . c c il O. OO : ce . oe . pO .o e 14 0. 00 TEt1P ERf-lTU UA F
1
: GC . f'l!
,-
-
:' : ~ ~ ; . ~/~
,.
~
r
., ~'
. ....
, ':.
--', I .,
_.,
~ "
..
,/ ......
I
i
,../
/'
.. ,-f.~'
i
.
.~.
,
/1
I
î I
I!
;
I
I
i
.~
I --.
220.00
"
.,.j '
:
~~
· ... 0
·u n O~
' ..
:.
.... I
0'. "
.i: ....
....
"'."
._- - r'" -_ .
'(i'J. 'J O
·1 I
--l
~4C.CO
•
, I; ", .' :' ~
. . ..
.. .. b · ' GO
" .- .,.,/....
, , '~ ~ ..
." -'.\" d.·
":" .. .. '.,::-;
'
~;,~.
I
. .. ;
.....
..., '.~" , r ;
:•• .•• '.. ......':.• Ok .. · .· :.••,•.•.
•
" . '
. ~ '.
' - .,:" :~" ' ;' ~'. '':'~':''~-'o:''- '~ - --'. ' '~-""-_-"'_ ',j . . " , .~ .' . ;""_:.o~_~_ _
....
t
I ... •
• " .'
- " ' _....-··--··.-i"__
,1
J"
'.'
" ' ,'"
....
' :, 'e
, '. '
~" .t..~'
:
... . .
. . . , .,
,
. .; .
.
..:'; , :' , . ... , . ...
,~~';.
,: ' !
"
..
.
I
/1
.g
/j
è
0 .....
/j , 6.0
..
~ ei,
//
//
. /~/
CC
a:
.
.
a
VI
•
~~/
.
~y
lo::0 ,."
f....
//
//: . ·,d · .
CCd I
/
h '/,'
u'Jg
Q.
X
/
//
..
/.~/;
:
0
'"è
.
b'/;'
o
. ei~~~. . g, .
,
.~.06':
': ... .~-,~:.: . ," ~
.:.
~O; OO ··
'
ijO;OO
..
l
80.00 .
8 . 00
. iICi~.:~~"~L".t:~'r?~:.. .. , , '.
'."
,. 100.00 '
120.00
1 0.00
TEMPERATUUR F
150.00
2~0.oO
2 0.00
"
,
,. :..
..
. .'. . --.~ " ~.-..-"------~.._. ~_._._._._. _--~-_ . .._.. ;. .:. . . __ -..:..~-.-·----.-~·--_·-_· . -..----l
~;..
~jf\
CJ
CID
-16
N
"1
o o
....
Ai
....
0\
. . ~ , ; ;. ;. •. ~
. .'
1',
"
_ '"';. '
I
-,
. _-
- .. .. -
~ .. r. .DO
i
J
~ilC·.· ~
,t:" , ~
' . ',
.
'.'
~ .
",
,
-- -- - ..-._ ._._----.-,'--,. -."--. -_.. _' --....._-_.._--_..__.. ... .. -._-- ------ --- _.•-
.. .,. -_ . .
.•.. •' ','r \
. .<}~~;-:, .
•
~
•
", ~ l '
.
,
~
'.
"
·,,,-'-:
"
'
....
.;
I
.~
I
.-- .....-,'. .
I
:.-'",
I
r - - - - - , - --
200.00
'-, ,:,., .
;:
' h
~~~~-
"
•
. !
~ .::, :0l..
w '
"
--_._--_._ - - _.._--------_..•... ... __....... ._.,-_ .. .... -- ......... -._ .- .__.........__.....• __.._.. ..... -- .......
., . . ..
,
'
- - , -" ,
_
.... .. -....
, -,-"
•...
n
n
n
'lot r;,
. .gJ ,
, I
I
,, "
'" .00 80
-
T' -, -'
. ' T-- -
10 0.00 :2 (' . 00 TE~l P EnqTUU H
I ti ~l . ( ;~
F
I
', ·) 8 . .. :C
r
:' ( !~~ • ~ I.}
220.00
-J
2~0 . 00
:
.'.
~
. .. --.. .-.'
,
" '
0 0
è0
- - - - -- -- - -
N
- -_._-- ----_. - - -_...
0 0
èen
-" -.
....... ..
~:
- . .:. .
-, ..
.......
_.i·'
>. ;
, ~ .,
0 0
èCD
;
"0 "0 0
GIIS
..JO
D:::
::L
I
J1 0\
CD O ...JO
I
"-
:::>0
I-~ CD
...J UO r~ 0
.......;
ij
....
'J:l
u.J~ ~ .'
n..
...J Cl'o ro I- • ZO
w'" o o
"" CD
-0
o
...
o:+--------,--------,-------, --------,--------,--------,--------,r--------r--------r--------,--------T--20.00 'la. ua 60.0 0 SO. OO 1'00.00 1'20.00 140.00 160.00 180.00 200.00 220_ 00
' :''0.00
TEMPERqTULlR F
.. 0 0
è0
-
'"
- - - - - - - - --
-
-
-
- -- - - - -- -_.-._-------
.Ç\q}
0 0
:20
è
:n N
i)/lmP 0 0
... - - -- --- +" --
è
° N
N
0
Xo 0
..JO
D~
z-
CDa
...Jo
"-
:::>0
I-~
CD
lL. o
ra
\ ~ :~
, 'j
~
'I
r' ,)
1\)
.'
.)
0
11 .1
/
"
.,L .
c~;r'
.,
,
/
Ul
"
'- ---r-.--..
'0.00
2U .o n
I I
"--l
-
- --
.H'.(JI)
- ...
.-- ----.--rriU.OO
60.00
i
- , - - - -.-
100.00
120.00
...... •• ~r" ~ ' ."'.'
----r - ' ---" -
In
,..
14D.tU
- r - --
l'U.OO
I -I
240. ~ ::.
- -!: -:-:~-·. ,~~~~~~f~~-·
' .',
' .. ' ~. _, ~. r,.·
-'. '0 - 0
,
à0
----- ----- - ----
C\J
_._--_. __.. -. ---.- -----_._ . --- _._--------_. __ . .. _ .- --- ------- .. _----- _ ..- -.-.--•.. -_ ....•.-
d 0
.nr-
__:----.----------
---------.;------
-,
_ __~ lJ"mP
I
II
__ -----.----c--ca Cl
----
àIJ> '"0 Xa a
6~
I
::E
f
re
.J1
~-_._ - ---~-
.---
- ----
," !:'
I
I I
....Jg
;0 C
I-
'
CO 0 -Cl
rr:c
uJi.!l
r-
H,
.... '
~ ~
~
c_ ..J
o-u
:re ,-
zo ln
lLl
l
I
Cl
o
",N
---_._-----------------_._ --_.+- -
- - - ----+---------*-- '"
I
"'U""
!
..:
. ,',
20,0 0
...
~b:Q()-5û.öC---8...,b-,·oo
,"
tbo . oo ~--lr4-0-.-c-0---' 1~'Q-'-.O-'OTEMPERRTUUR F
roo.oo
r - - - " ..
200. 00
-- ~-
.. -
220.00-
I 240.00
.... ...
'e " .
Cl
co
<J
~T--
-- -1
gjl
I,
Vl
r-
I
,'.
.-R--------- -~-----
I
i I
----------------
I
_11 .0
--
._----~"__---- -·- -----JI', .o"",p
----_ ._-~.-~- ~:'
:.
I
,.
r'Do
.....Je:.
'-
.
,-m=>g. .... ..
•• L,.t) ~_ .
r ...
. . __ ; VLO€ I STOT
!
f,
_:....-_ . ".._.
-'
--- * -'
. ,..- .
- _......
--~-_.-CJ Cl
ct.oi;
..
---,_ ..
-
21":. : .~)
1" --.
t-U. CD
-
-,na . C!o
..~ . ........ ... . )
~.
•
:' }o. ,.1"0 . ,_. l • ~
... :.,
•
'I ~· .
,. " •
>:'~~~~7';::;~> ..
;. ~ .~.:-~ :
.:~;>.
,.1-.-
Cl
'0
'"
~!---------
----
-'I I
1 I
','
::
_:..:.~.#.
"_ ___ ..-
.~. - _# . _
.. :...,_.
I
__ -+. ,
.. --.-:.:.
#~..i
'"oI . / " ; VLOE/STO
...--'
.
i
r\)
W
_.---+-------
.-- ....
I I
~_ .-
i
-------
I I
I I I
Cl
0 .
,·°0. 00
- - - , - - - --
20.00
"-I-'---'-~-
~O . OO
.. -------r----.----r--.-- . -.. -- r-------...•.-.... --r---
60.00
80.00
100.00
120,00
140.no
TEMPERqTUûR F
''--'' -'1G:~,OJ
.----r- -- ... -.--. -r- -.• -- - - --·r-!~c.oa 200. 2J 22U,00
I ': liO.l'C
"-,
.. ...
__-;
~
O~IIlP
I ,,' .
..
: .,' .,'
" VlOl/STol'
.------
.
-~ --
--
' I\): ~
....
...... :.. '
:...:.::'
a
:', jI .;:~ ~,\ :.'"9-r. 1H': --" -"~-r';"
..... ...... _ .---
.;h ron
,. .. - ï---·--'- "· --;.2..-".-;~- -- :--:-r -- .~ . - '-r.--' '",r ! .... n 0;' r.n ' t ('I., nn t .,,, r.,",
... : ,.
"
~'-::-,., .~--~.=-.-:;,ë'-!~?~~~UL. T I COMPONENT . ~ ~~STlLL~~!.?_~'~cB~
~:'
,.
'MANG';'.HENI(';} METHOD
~;:
J~:~~~~:~~=::-;S~~~'.~~{~-~-=~~-:;.~ } .
~t~~=~:~-=-:f~~~~t:;~;~ c· ··-: c:"_.-·~:
N~; '
;:!~.. ,,-;-:- . :,_ _ _ _ .
c~:~~~·~#;~~:~~~~~3~~:. _--::~ .. ;-~:f :f.~~~~_~:'~~::~:'~:.~?~--' -t?:='~~~~~~~
.:..;...
MA~I~J.lM=NUMBER OF. COLUMN _1.TEI'IA TLONS =,. . 25 , ~~. "', ='0L:-'~. ." .c .. .':{-'j{ :\:,}~-:.t;:·",,~,,~2"";':.~":~-"· ,:=;;~ =~,~~~~ ~-=:~~i~~=Îc~'::-Z::'C~~~;Z~~~': -':'
~~:::-=:~=--=--~~~..:. .k;,,·c'bNSIÁ:ijiif{)R
-CO~U;'N
:.". ~ .- ===~==--:..:~=-::~~:-~:.: . _.. ;:. ~ ~~--S-~7~;"~ ..;~~ "' -: :. '.:_ '_j-~. _"._.'--~~.:",:-:.':=,- ,'.~_- ,__~: .:::
.ÜËRA.Ï IOifEói-lYEa'GENcE .CR.I T:t!U:o.~i';;~~~H'óiDOi'~2';;-~-=:=:.~=!,~~ë$"=::j, ::f'i, ~-;:
~..;--:_':~.±::-_~~~~~::~?~,~-,s~_~.-~~ ~~_-~_=-_ -;f_ ,'.-_.,_"'. ·_~.,~.-,:_:-. __·.~ ~ ~~_~.·_;_:7.- -:. ,b.·,..:.'_~,~- ,..~-_,_. -=- ~_:-:;--,:::_..:.-_~...~,';:-=O,_",~.: ;,';_._" ~ _ ~.±-_~ _.:=:~ ~-,,'.~",' ,', .._', ' '.__.__.",~ '. ~_ ~~-
.,_ ,:.:..: :_.-ç....: _
••
.
,
_.
-_.
.,'. ,
,- _.-._.. .::=-..,;....=,- .._~~; ; =-~=::-==-"1:.' . :.
'.'
•• •• t ·
.~
~~~~f~~~~~~~i~~~j~~:·· 73.500
PRESSURE =
A -----------
;
PSU
B ------_ .. __
.:.:.. ..
- .. ,..... .
.
--------_.. -
'0
,._ .. _.-
-::. - -'-.:: .=-; ==", -.:~" ;";'
2
S 4
5 ,"
.' .
.~ ~J~~~,~à~~~~
6
pr
:5. 2
--- -::F-=:.--.
3 4
5
· 0.56600E 02 O·.i>.7149E-Ol 0.23317E-01 '0. BB770E-0 1 ·-0.73493E 00 0.50585E OZ 0.14555E OS -0.69394E 04 O'.13700E 05 0.11691E 05 O.ClOO.71E h . O.f.3747E 04
':"~GQUlb
ENTHIIL.P' tES ... (BTI;t/LBMOL1" --
'l
o.lll73E Ol '0. Z7f>90E-Ö2 ·
,, 3
04
.. ,~"ï\Mt,5E h 0.12479E 04
4
ü.1l331lE C:'
5
O. 126'84 E 0 ft.
(,
0.63135E 03
61 ise'E':'o5
O.92;'>B2E-03
_Oi·.
0.2154~E·02
"0.14515E"0.5'
-O.672Z7E-O~i" - 0.6049~E
00
'. .
O.21931:E~03
0.63955E-01
O.94246E Ol · 0.34559E 03 O. Z,+R63E ·oz
-0.13B30E-OZ .-0.91485E ·. 00 " -o~ 17141E-01 -0.81658E-01 O.36!11RE 02 ' 0.7351.ZE-02 '. O . ~ 1,t25E 02 . a.aOOOOE 00 0.16·75~E 02 :.
O,~23J1E
-0.15UC'.5 E-04
0.15911E-03 0.224B8E-06'''· 0.58368E-07 O.14433E-06
O.• OOO,OOE· 00 -O.95382E-04·
889.881BO IJ.86116 0.22106 0.86644 4·. 66235 1076.92000 15931.56000 24314.99000 11043.64000 15385.39000 ' 11831.25000 8888.39800
.... . . ..;.
O.iO I\Q~~03
-0. 258-.lSf 00
1~101.23000
\'I , '\,"'i\~
-O. f'
00
2030.1 .• 95000
-0.11l47E-Ol O.72HIE-OZ 0.47075E-Ol
2647.09200 5399.21000 · 5330.73000 5496.76100
h:\
- 0.11900E · 02 0.27345E 02 .- O.20021E
' 62"
".
0.43710E 02 , ' -0.15826E-Ol
••
, t.
._-ä~ ~' - '
-=== _.. . . .
'h ~ _
::: ~ ,
.,
"" .• ~""' ~ ' -:':'~~ ,"-=.:,
~E':~-~~~-' .-:-:
... ~ . . . '.~~
.. _-
::~?~"=-.:'~;'~ 222 NO. OF CHEMlc~. L COMPOIIIEIIITS .. _ .\. 6'. ', c" OF THEORETICAL ~T~GES = 10 , OF FEEDg. 1 o . OF VAPOR SIDESTRE6MS = OF" LIQUIO . SIOESTREAMS II .~: ,\ 10. OF" HE 4T TR'ANSFER STAGES = ·0 EXTE~IIIAL REFLUX-T U-OISTTLLATe: MOLE RATIO ~ 2.00000 DISTILLAT E RATe: = 178.80000 LBMDLES/HR VAP ESTIMHED DISTILLAT~ ~NQ AOT_TOMS TEMPERATURES. ARE 100.40 .ANO 1110. NO. NO. \jO.
o
19S.00 DEG. F
PARTlAL REBOILER COUNTS AS A STAGE. CONOENSER IS NUMBERED AS A STAGE EVEN IF OISTILLATE IS LIQUID. ' STAGES ARE NUMBEREO DOWN FROM THE TOPI ._~~
_ .... _ ... , i -
SIOESTREAM. ANO HEAT-TRANSFER RATE SPECIFICATIONS
~FFO.
VAP
176.00 . "~'-'::'
- _.
.
. ,' . "-,,
I---~---- --' --
__ -
0.10700
0.48300
0.07000
:...:
;.
. .
. ._..-_ ._._ .' _. __ .. _..
-
'--
--~
.:·,-~~",=::;-~i~~~::::t.z-;-~~,-t.;~:;, ;.,:..::.~=-=- ::
.:;, . ,
-_ -
'-=,;:-;=';:':=.-:.::;..''::,
_.
..
. -;0 1. -:"-:;:~::,,::-,.-:;;:~
-~~,F~~?~~:; __ ~.73~}~.~-':~~;
-.
. . _-
-.
_..
..
;
_.
:;?":=
STAGE TEMPERATUR~S ANO VAPOR FLOW RATES USED TO INITIALIZE COLUMN. I TERATIONS STAGE
TEMPERATURE
VAPOR' RA Tf::' (LSMOLES/HR)
100.40 110.91 121.42 131.93 1 .. ~.44 lS?96 163.47 17~.98 lt
.49 195 . 00 EVERY 4
178.AOOOO 536.39960 536.39960 536.39960 536.39960 536.39960 238.13960 236.13960 ê38.13960 238 .1 3960
, '_j:!"O
.',
--
.. '
#~~:--,
-- ._,- ._--
.i:T:p=~~~~'~~: ~~-=.:...:.~:<~.:O:'.-:,'2:~'
.' ~.~~f .-~':'';
COLUM~
IT~RATIONS
':<:' ,T" ~ . AFTFR ITERATION 1 CALCULATIONS ARE NOT CONVERGED. WHICH IS GRE4TER 0.19661E 04 :_ ~/~:::-.,= ":·COLUM.N ITERATION CO\lVERGENCE FACTOR TS NOT CONVERGEO. 2 CALCU LATIONS ARE AFTER 1 TERATION WHICH IS GREATER I . .', .-;; .':$ .. ' COLUM>.J ITERATION CONVERGENCE FACTOR IS 0.6S354E 02 3 CALCULATIONS ARE NOT CONVERGED. AFTER I TERA TI ON . COLW1>,J __· .ITERATION ___ __ _ ":O"' VERGE~~E ~. _AC_T_O_R _1_S_ .. _~1437E Ol ._ ~HICH_ IS .GREATER _ . . ' AFT~P ITERATIO~ 'CALCULATIONS ARE NOT CONVERGED. COLU~\I ITERaTIO N CONVERGENCE FACTOR TS 0.3818lE 00 • WHICH IS GREATE~ -'AFTER ITERATlON '5 CALCUL ATlONS A~E CONVERGEO. COLUMN ITERATIO~ FACTOR IS Ó.07925 wHICH IS LESS THAN TOLERANCE OF J l~AL DETAIl_EO ~ESUL TS WILL NOW BE PRI>,JTEO. : :~O::.7- .~:;-.
----~
-------- -------V~P
0.100
THAN TOLERANCE OF"
0.100
___ _
_______
THAN TOLERANCE OF" 0.10000
_b ________ _____ • • ____ __________________________ _
0 . 001 :. ·1 0.00469
0.26712
I
THA~~~.Le:RANCE _~!.100
FINAL RESULTS PRODUC T' STREAMS AND EXCHANGER DUT lES FLOW RATE COMP ONFNT MOLE FRACTIDNS (L~~O L[S/HWI FOR CO M PO~fNTS 1 TO ~
1 7~.ROOOO 0.S59 ~ 3 H4.26 o 00167 119. 46 000 O.&OOOD OTTOMS;-':::'::::-=-yo;~~ ~ LIQ 17B.31 0.00000 0.42411E 07 BTU/HR ~. CONDE~SER OUTY = " :=.i -0.27426E 07 BTU/HR REBOILE~ DUn 0:
STILLAlE
THAN TOLERANCE OF"
0.31996 0.72691-
0.116/):; 0.00003
O.10C
•
':..
"
0-
.. ~;
Fl NAL RE SUL TS INTE~~AL
- - -~-;:",:~~~-i~~~: FLOWS - FROt-! STAGES EMO. VAPO~ RArE LIQUID RATE EG;'-'Ei: F) - I:L~J111lES/ ... R) ' IL'IMOLES/HRI
._----_.
~-------
------ -- - ---
----
1"4 -;t~~-'=~;::i:-i_', -
.2.~L~-,-
3
.2~ 9t'~-~""3 --'-
405.11520
0
4UR.Ol~10
401.29~10
:9;;Z"S":< 6 ~ 5S0 '~09420 i.:,:'..~.' . . ~.:
.
_ 1__
::.:.-
0.000~1
0.96162 0.02084
0.OOO?2 0.006Q2 0.002R4 0.91414 0.00000
0.0117~
0.000?1 0.00669 0.03268 0.94916 0.0097. 0.00000
319.64250 o.ooo~O 0.00612 0.10335 0.88046 0.00925 0.00000
:9.25 - Y- _6 ::"?';-· , .~,::
0.00681
5A5.51090
: 5 ·.2~ cf 5' ~~'
. __:"
O.OOO~5
0.00000
406.71090 O.OOO?1 0.00688 0.00913 0.91031 0.01015 0.00000
. 3.81;~'~ 4 '~ g_::2-~
·5.22 . - 5
.•
----------------------~---------_._-"
5!D.97530
r
. 3.8_7 c'-'" - 4-_ 5B6.81880
.6_.21
VAPOR MllE FRiCTIONS COMPONE~TS 1 TO 6
LTQUTO MOLE FRACTIONS COMPON~NTS 1 To 6
357.59980 O.001Q5 0.00 649 0.000 2 2 0.92119 0.06140 O.O Ov OO
r8:;-!i~~_}'~~~ 36:39'960'
18. 5~i~;j~~f-' -,.
COND ITIONS
. 2~0.18260 =E-':..
;6.21 ' .,
7 -;=='
17_.3-S c.-;,
è -;::-276.55220
396.01220 0.00000 0.00615 0.10201 0.88889 0.00238 0.00000 394.~1330
17_0:35:,' ..: 8 t:=
19.63 _ 9 ___ 215.45330 . ....e .
0.00000 0.00000
0.00~04
- ~.
0.18831 0.-0049'5 O.O!l(H5 o~ 721lja 0.083 0.00056 u.11214 0.00535 0.00051 0.711 1 1 0.05~ 0.00051 i 0.11129 0.00539 0.00198 0.11696 0.043 • 0.00051 0.11159 0.00536 0.00618 0.112 9 8 0.042 0.00051 0.11301 0.00521 0.02263 0.15519 0.04~ 0.00051 0.00029 0.00678 0.02814 0.951::10 0.013: 0.00000 I 0.00000 0.00618 0.03066 0.95 9 17 0.003 0.00000
0.10941 0.88332 0.00059
388.66330 0.00000 0.00572 0.14220 0.85122 0.00014 0.00000
0.00000 0.00b63 0.04108 0.95146 o.OOOi 0.00000 0.00000 0.00618 0.08&18 0.90685 0.000 ' 0.00000
, *-,;&t~_!_2~ :' :~'-:
~~~-;±~:c~~~)~: .,
.~
.
TEMPERaTURES
~
NU MB ER OF TRAYS
•• +++ • • • • • • • • +++++.++ •• ++++++ ••• +++ ••••••••••••••••• 11
94-.26 . _ TRAY
T
=
14-2.91
,Z "
143.87
TRAY
3_
TRAY
4
TRAY
5
T ;:,
TRAY
6 7
T •.
T
=
15b.21
TRAY - a
T
=-
1 !> 7.35
lRaY
T "
TRAY
.T
9
T
TRAY 10 ~",
=
•
11
138.56
.2
+
•
.-
11
+
11
+
+
11
14-5.22
•
11
•
11 11 11
159.63 1 7l'. 37
...
+
•
+ •••••••••••••••••••••••••••••••••••••••••••••••••••
1 '-
A~ EN~ 5TAT~~~NT ~AS USED TO TERMINATE EXECUTIO~ ~~; IN ROUTINE M/PQOG ~HEN TERMINATION OCCURQED PROGRA>-1 WAS EXErUTTNG LINF 03JECT :O)E= 4144 8 ~YTES,AR~AY ARf A= 22920 BYTES,TOTAL ARfA AVAlLABLEs , 83968 1- -COQE USAGE Nj'1qf::~ ) 1" E~R ORS= 1, ~U'1H ER OF ;,jARNINliS= 2, NUfoIRER OF EXTENSIONS= :I) IA G"IOSTI CS
~ I
• • •
..... EQflOR.H.1I
,
CO'4PILE TIME= C':5TO"
1.&~ SEC.EXECUTT O~
TI"E=
3.0b SEC.
10.09.58
fRIDAY
16 MA~ 19
Appen dix
D
Berek ening svoor beeld voor de dimen sione ring van een desti llatie kolom Algemeen dimen sies In deze bijlag e wordt voor één geval aange geven hoe de nde van van een desti llatie kolom bepaa ld kunne n word en, uitgaa theor egegev en molen strom en, de reflux verho uding , het aanta l reven tisch e schot els en diver se stofge geven s. Eerst wordt besch worde n en hoe een aanta l van die stofge geven s bepaa ld moet vervo lgens wordt de eigen lijke berek ening weerg egeve n. Bepal ing van de stofge geven s stofg eVoor deze kolom berek ening zijn onder meer de volge nde geven s verei st
'fg
'/11 ,G" 1 en K • ML ,. MG ' f l nstell ingen Tabel 7 geeft deze data voor enkel e tempe rature n en same
K-waa rden en gemid deide molec uulge wicht en ( 'l\en
MG )
d en de De K-waa rdes waren voor de eerde re berek ening en al beken molec uulge wicht en worden bepaa ld volge ns : • ~ Ml..• X.l. en. ~Ml..• Y1 . vloei stofDe X. 's en Y.l. 's zijn de gemid delde molfr acties van de l. en gasfa se in de top- en bodem sectie s.
-
-
VloeistÓf~ichthed-èn (fl) tjSl voor Voor de diver se same nstell ingen en tempe rature n WOrd ~~. een mengs el bepaa ld volge ns :
fl
-68-
=:E:áX~f
l.1. l.
I
•
De flls van de Buivere stoffen zijn in de literatuur gegevene 1 , 9 ) bij verschillende temperaturen.
De hier gebruikte 1r1's zijn
degene die gelden voor de gemiddelde top- en bodemtempera-
turen( T
I
s ) •
Gasdichtheden ( " )
Jg
E~
is hier gebruik gemaakt van een eenvoudige methode, n.l.
doo~e afzonderlijke bijdragen van de stoffen te berekenen en
deze vervolgens te sommeren. Omdat R11 inde bodemsectie en in de topsectie ~
± 17% Hel,
± 95%
75% uitmaakt met daarnaast in de top nog
is deze methode ,zeker voor de bodemsectie, een 1
aanvaardbare benadering. Een nauwkeuriger, maar veel bewerkelijker bepalingswijze is die via de mengselconstantes als : T
,. ~. P , c c en daaruit weer de viriaalcoëfficient voor dat mengsel.
'MG
V c Bij de hier gebruikte methode zijn eerst de partiële dampdrukken voor de diverse stoffen uit hun gemiddelde samenstelling bepaald. Daarbij is weer verondersteld dat de wet van Dalton geldt. Vervolgens is voor iedere stof bij die druk en de gemiddelde kolomsectietemperatuur~ berekend volgens de formule: )gi P •• M. ~
..
J.
- -Rkgfm 3 T
of voor ~1 f ' . . ~.2-.<-ef:l ._R13 door aflezing
Zi.· •
in een t~bèl. Voor R is bovendien gecontroleerd of de data uit 11
de tabel en het resultaat van bovenstaande formule overeenstemmende resultaten opleverden.
De afwijking bleek slechts enkele
procenten te bedragen. De tabelgegevens komen van DuPont ( 9 ) De gesommerde waarden van de diverse bijdragen zijn weer in tabel
7 vermeld.
Viscositeit van de vloeistoffase (~l) De viscositeit van een vloeistofmengsel wordt bepaald volgens
-69-
De viscositeiten van de zuivere stoffen zijn in de literatuur bekend ( 1, 9 ) Oppervlaktespanning(G 1)
ML
Met behulp vanJPg ' f l ' en de parachor kan m.b.v. onderstaand nomogram de oppervlaktespanning bepaald worden. ( 5 )
Nomogram voor de bepaling van de oppervlaktespanning. ( ontleend
~~.
' a(5) Perr,y)
400
f
"
I .
Ref.,. Une
Surfoce tenslon
200
5 Começ. A-e-c, ond 'honC·O·E.
.
S41Qden's tcJIO'Ion'O'",. !PJI,ol,oyl M ,--- --,
'0 • ,oL - ,oy . When tli. "Wpor denslty ,ow Is M9'lQlbIy smolt.
Kolomberekening De kolomdimensionering is, zoals reeds in paragraaf 4.2. is vermeld, uitgevoerd volgens een methode van Hoppe (14), waarbij aanvullende informatie van Zuiderweg (8 ), Perry (5 ), en Billet (13) is gebruikt. De kolom is doorgerekend voor het geval van 31% R11 in het eindprodukt, omdat daarbij de maximale belastingen optreden. Verder is nagegaan of de kolom bij minimale belasting ook nog goed werkt.
-10-
Tabel 7 • Grootheid
37% R 1
Stofgegevens voor de dimensioneringsberekening
topseotie
T (oC)
37% R 11
72% R
1 bodemseotie topseotie
72% R 11
bodemseotie
60
70
60
85
0.010
0.050
0.020
0.120
0.930
0.935
0.950
0.865
0.050
0.010
0.020
0.010
0.000
0.000
0.000
0.000
0.000
0.000
0.000
0.000
0.010
0.005
0.01.0
0.005
YR
0.005
0.030
0.010
0.040
Y
0.734
0.955
0.764
0.945
0.095
0.010
0.050
0.010
0.001
0.000
0.001
0.000
Y HC1
0.160
0.000
0.170
0.000
~F
0.005
0.005
0.005
0.005
~
136.7
137.3
137.3
138.5
MG
119.0
138.1
119.6
138.1
fl (kg/m3 )
1350
1350
1380
1330
f g{kg/m3 )
23.2
26.8
23.7
26.5
3.20
3.09
3.20
2.92
1.2 10- 2
1.3 10- 2
1.3 10-2
~10 ~11 ~12 ~13 XHCl XJrF 10
_R11
YR
Y
12
_R13
2
11{Ns/m ) ~ 1 (N/m)
1.3 10-2
-71-
Deze minimale belasting wordt bereikt wanneer de installatie bij een produkt met 72% R op halve capaciteit draait. 11 In verband met de optredende belastingvaria~ies is er gekozen voor
een kolom met klepschotels.
Het onderstaande berekeningsvoorbeeld geldt voor ' de topsectie van de klepschotelkolom bij 37% R • 11 De massastromen
L
= 10.2
G
en de daaruit te berekenen volumestromen zijn
kg/s
12.1 kg/s
PL= 7.6 10-3 m3/s PG= 0.52 m3/s ne flowparameter
i = ~~ I. 0.11
Er zijn klepschotels genomen die voldoen aan de gestandariseerde verhoudingen zoals opgegeven door de firma Glitsch. (O-Dui tsland) tot de volgende afmetingen :
Dit leidt
3 2 = 1.25 10- m = 40 mm----4 fo (gatqppervlak) 3 2 = 1.96 1Ó- m d (klepdiameter) = 50 mm ~ f (klepoppervlak ) v v 2 max •. doors troom- ) = 1.25 10 -3 m hv max.(mîx.h~le~)= 2C 2n . , 8 mm ~ f v max ( open2ng h 3.14 10-4 m2 2C 2n = 2 mm ~ f (min •. doors troom- ) vo ( pin1itkl~-) vo open2ng m (klepmassa) = 35 gram v mm ( Bij destillatie onder druk moet tvfd + 2 zijn) t v (afstandtmiddel~a100 pun ga en v d (gatdiameter) 0
B~
maximale gas belasting moeten de klepnen juist geheel open staan
Verder wordt gekozen voor een overlooprandhoogte ( Hw ) van 50 mmo De afstand van onderzijde valpijp tot de schotel (h
s
) is 25 mmo
Bij juist geopende kleppen is de gassnelheid in het gat,
V~
11
k2
._m~v~·__g____ = 2.95 mis.
(k -k )·
4
3
g
fo
-72-
De gebruikte konstantes zijn daarbij: 6.71 (f If )-2.49 e 5 • 91 (fo/fv) 2 = o v 95 = 920 k3 = 920 (fv max/f0 )-2. 2160 ( f max/f )-0.8 = 2160 k4 0 v k
Het totale gatoppervlakzF
0
= ~/v gil.
= 8~5
= 0.176
2 m
Het aantal gaten: N = F /f = 141 voo Het totale klepoppervlak:F =N.f = 0.276 m2 v v v 2 Het aktieve oppervlak(bubbling area) FA =1.1 t v 2/dv 2. Fv = 1.21 m Om voldoende ontgassing in de valpijpen mogelijk te maken mag ,
.
de vloeistofsnelheid daarin niet meer als 0.1 mis bedragen. 2 Het valpijpoppervlak is daarom minimaal ":.F = fJrLQ.~ = '0.076 m f 2 Het totale oppervlak: FB= 1.2 (2F + FA) = 1.63 m f De factor 1.2 is nodig omdat rekening gehouden dient te worden met verstevigingsranden, riggels etc. De diameter van de kolom bedraagt nu dus 1.45 m De lengte van de overlooprand : W bedraagt bij deze diameter en de 2
gevonden Ff= 84 cm ~ b= 0.41 mlm De superfioiële gassnelheid : V = 0.32 ga
De bubbling area gassnelheid: V
g
0.43
mis mis
Berekening van de drukval De totale drukval is samengesteld uit de bijdrage van de droge druk" val(APd)door de gaten en de drukval t.g.v. de weerstand van de vloeistof op de schotel · (APf ).
1 (rlfl) . ( fJ
APd voor open kleppen is : k4 g • APf = 0.27 (Fo/FB)-O·25 • AP
t
= 72 mm vlk
= 0.0096
/ G
F )2 o
= 32
~wO.85 • (fJL.3600/FA)0.35 = 39 bar/sohotel.
-73-
mm vlk. mm vlk.
Berekening van de holdup De holdup is samengesteld uit de heldere vloeistofhoogte boven en onder de overlooprand, h en h • w ow h h
ow
0.66
(~L/W)0.67 = 0.029
w = Hw.El w
• Elw
m
=
29 mmo
is de bedporositeit
Uit empirische relaties, o.a va Zuiderweg (8) ,zijnm.b.v. hw' hl' ~w op iteratieve wijze te bepalen. -+ hl
= 43
t
mm.
Bepaling van de vloeistofhoogte in de valpijp Deze bestaat uit: AHvp = Pt+hl+Ahs i I
Ah
s
,de vloeistofhoogte die nodig is om de spleetweerstand te
overwinnen,wordt bepaald volgens Ah
2
~L
1
s =2"gl W
~ :--_h
) CD)
s
= 0.022 m = 22 mmo
I
CD = + 0.55
u11 Hvp wordt nu ·'137 mm.
De schotelafstand
(H
s
) moet altijd minstens twee maal zo groot
zijn als deze AHvp ,dus AHvp
27.5 cm.
Bepaling van de schotelafstand Volgens Hoppe kan de minimale schotelafstand bepaald worden met
V
de formule : H = s wordt H
s
o. 5
11'
~ 1 ~25
max ) V 11' ) g
2
m•
Daar hier V
g
11'
max = V
g
= 32 cm.
In het diktaat van Zuiderweg staat eveneens een methode voor de bepaling van de schotel afstand. Deze grafische methode is in eerste instantie voor zeefschotels bedoeld , maa r zou ook voor klepschotels een redelijk goede schatting onleveren.
-74-
11
De maximale , nog veilige, superficiële gassnelheid is daarbij 75% van de in de grafiek gevonden waarde, behorend bij een bepaalde
T.
b, Hw ,en Uitgaande van de al bekende V
bij maximale belasting kan
ga
de benodigde schotelafstand (H ) worden afgelezen bij de belastingss factor : ~s = vgsi 0.75 (fg I~l )0. 5• De figuren 25en26 zijn een voorbeeld voor deze bepalingswijze. Voor dit rekenvoorbeeld met
I
= 0.11 en
b= 0.51 wordt ~s (75%)= 0.056
en H wordt dan 35 cm. s
De twee gevonden waarden voor H stemmen nu redelijk : overeen s (32 en 35 cm), maar bij hogere gasbelasting gaan de twee methodes aanzienlijke verschillen vertonen. De methode erg voorzichtig is wijze 'wat te lage
waa~e.n
indruk bestaat dat de eerste
terwijl anderzijds de ~weede bepalingsvindt daardat de floodinggrens bij klep-
schotels wat ongunstiger ligt dan bij zeefschotels • Beide waarden zijn in tabel 5
vermeld.
Controle voor minimale belasting Bij 50% van de capaciteit met een produkt met 72% R11 treden de volgende gassnelheden inde kolom op : V ga
0.11
mis mis mis
V 0.15 g V ", = 1 .05 g De gassnelheid waarbij de kleppen gaan doorlekken wordt gevonden -.. J1 { ~m" .g "~. . 2 v door : V W min. = O. = 0.69 mis • g K 1 • g. fo --;;
I
~.~. ' !:'-.
t~
K = 3500 ( f 1
V g
">V
.. I
; ; ,',
g
vo
If
0
)-1.2= 18400 •
"inin. , dus er zijn geen doorlek problemen.
-75-
,"
A s.max ,mIs
t
I
-- ~
o. 12
0.1 n.
0.08 I
-...l
0'\
I
0.06
0.0
0.0:
~
.
--- -.... ~
-
l"-
-
-
~
-
~
-
r--
r-.. r--
~
""'- ......
r-- ~
..........
r-..
- r--....-
~ .......
~ -0.6 ~ ......... 0.5
~~
[t01
-
ioo-o -
1---
.- - - - -.
~
O'O!i
f-
""....-
---"" ..
i ' ....... .......
.......
.........
u." ~
-
.......
", "
~ ......
-
-
..........
~
......
""
"
...
......
~~
-
'l":/·!#
b~1.0 :2
,m
....... 0.1
- r--.......... l"-
HwaSOmn
.............
, i'
,,
f'
........
~
i' " ..... '" ......... . . . ..... >~
~
~
i""" ~
",
30.,. -
i"
I'" ~
20·~
i"oo
10·1.-
tO
~a:5 ~tp
Fig.: 25 - Capaci tei tscurven voor zeefschotles b
"
I'.
>c r-....... I ';;-'*" .......
0.1
~
= 1. 0
2 m/m
-J. oppervlak voor bovenkant van de valpijpen
.
t
A
s,rncuc ,mis
. 0.1
2J:::~~~~rti1~~trJ~Jl~ ~
..........r--.... -~
.~
0.1
~'~6 I ~
1\
0.08
-r-r--
-
~
-r--
r--r-1"'-oo0.5
0.D6 -
0.04
•• •e
r--,_,...
r-r--r-_....
_
-""""r-... I .....
:30
~r-
-~t""":..~
~I-r
_.. --
~.
~
. . . . .-. . . ~
"
:2
++-1t-t-----,
1'"
'I'
':"1' ...." .... r"
~~
r--" 1'"
~
..... I'
30%.
"'f'~ ._~
...... ~
~~
.:
.....
K
1'["-,
..
I
i"'1"~
~"......
~
-""""1'
~ f"'"'....
-
o.o.
" ~. ~
...... 1'"""--.
I~ - r--r-~ l--~+-f-t-t-H1t-r1f"""'-rC""T::IITo.3
--
I
I
~ =0.5
Hs. m
.
-:I -:I
Hw.sO mm
20.,. I'
I""
1"'..........
r"-~
.,. oppcrvlak voor bovc·nkant vandc valpijpen
I'r--
-r- 1-10.'.,.
.... '
0.01
I
0.05
I
I
Ol
Fig.26 - Capaciteitscurven voor zeefschotels b
I
t
~,
= C.S
1.0'"
0.5 m/m
2
..
---, --------------------------------------------------------~----------~------------------
Bepaling van de efficiency De efficiency is bepaald met behulp van de methode
die in het
collegedictaat van professor Zuiderweg(8 ) wordt aangegeven. De overall efficiency wordt berekend uit het Murphy-schotel °
rendement dat weer uit het plaatselijk rendement wordt bepaald. Allereerst zijn voor deze berekening de stofoverdraohtgegevens nodig. Deze blijken met een redelijke nauwkeurigheid met enkele empirische relaties berekend te kunnen worden.
Verder is de
grootte van het vloeistof-gas grensvlak (a) van belang. Dit kan m.b.v. een grafische empirische relatie bepaald worden. Verder is ~n d~e berekeningswijze de st~ippingfactor: S en
00_ - I{
00 (
fi' <)
van belang.
= K~
Het is bekend dat de helling van
de evenwichtsU~n invloed heeft op de efficiency ~ 20). °
De keuze
van de K-waa rde kan dus invloed hebben. Nu is het in dit geval discutabel of bij de efficiencyberekening de scheiding tussen de twee meest voorkomende komponenten bekeken moet worden (R 11 en R12 ) of dat voor de top niet beter de scheiding van het R genomen kan 10 worden omdat daarvoor tenslotte de zuiverheidsspeoifioatie geldt. Voor één geval is nagegaan of de twee verschillende K-waarden veel verschil zouden uitmaken.
Dit bleek
~ 5% verschil uitte maken,
waarbij de R -R benadering de hoogste efficiency opleverde. 11 12 Voor de verdere berekeningen is toen besloten om voor de bodem de K-waarde van R te nemen (R -R 12 ) terwijl voorde top de 11 12 K-waarde van R wordt genomen (R -R ). In beide gevallen wordt 11 10 11 de K-waarde voor de gemiddelde top of bodemtemperatuur aangehouden. Voor dit berekeningsvoorbeeldgaat ohet nu dus als volgt k k
= 0.13 IJ °
g I
/ -
) g
=5. 610- 3
= 2.6 10-5/( -
-
i4 =
m= K ~I
L
G
I
)0.2 5
1. 58 10
-2
= 1.94 10- 4 (K R = 0.80) 11
-78-
. I
3 og = 1/kg +- m/kl. .--.., k og = 3.85 10-
11k
a wordt bepaald m.b.v.
f
a
en de factor
Uit de grafiek blijkt dat bij a wordt dan 88 m2
f
= 0.11 deze factor 23 is,
Nog = k og .a I Vg = 0.18 = 1_e-Nog = 0.54. Het plaatselijk rendement E pog . Het stromitngskarakter van de vloeistof over de schotel wordt met het bodensteingetal beschreven: Bo
= 10.l.~(hl.b)
=59.
(1 = 1.18
m)
De vloeistof is dus vrij redelijk in propktroom. Uit de grafische relatie tussen I~ , S ,E pog en Emog blijkt dat het Murphy schotelrendement (E ) 0.14 bedraagt. . mog 1 Daar deentrainement bij 'f =0.11 en hier aanwezige }...S verwaarloosbaar is wordt het gemiddelde overall rendement: Eo = ln( r~-+ Emog (s - 1) )/lnS =0.13 = 73
-79-
%
i
Berekening van de oonctepsoI!..tempera:t:UUi: bij ideale K-:waarden Voor het geval met 37% R zijn de molfracties in het produktgas 11 Hel a 0.622 HF
a
: 0.001
R Q.00001 10 R11 : 0.138 R 12 a 0.234 R13 : 0.004
Als alleen de freonen bekeken worden komt men tot de volgende molfracties ( . Hel wo:r;-dt geheel als gas en ,HF ·v &rwaarIOQsbaar beschouwd) a R : 0.00001 10 R11 : 0.37 R 12 R13
0.62 0.01
Enkele K-waarden bij de voor Hel gereduceerde druk van 1.89 bar T oe
~10
~11
.KR 12
Kn13
17 19 21
0.055 0.060
0.427
2.72
0.460
2.88
15.7 16.2
0.065
0.494
3.01
16.7
25
0.075
0.570
3.40
18.4
De toptemperatuur kan berekend worden door het dauwpunt van de produktstroom te bepalen. Die temperatuur waarbi~ =1 is de gevraagde (
?) .
Op het moment van de eerste àondensdruppel
is zi= Y (samenstelling produktgas). i Dit leidt tot de volgende resultaten:
17 19 21
1.11 1.02 -0.97
- - -- ---_. _--De gevraagde toptemperatuur is dus 20 oe •
-80-
.,... .~ . . . •~i'"
','
Berekening van de oondensortemperatuur met de Chao en Sesder prooedure De systeemdrük bedraagt respeotievelijk 1.89 bar (37%) en 2.07 bar (72%). Bij deze drukkanÉijn ; ~8t. het C&S computerprogramma evenwichtsberekeningen uitgevoerd. De juiste temperatuur is dié waarbij de damp-vloeisto:f\rerhouding (vaporratio) overeenkomt met de refluxverhouding in de kolom en tevens de samenstelling van de gasfase de gewenste samenstelling heeft(resp. 37% en 72% R11 ). Voor het geval van 37% R11 is R =2.5 , hetgeen overeenkomt met 6.§ indien alleen de freonen worden bekeken. Dit komt overeen met een vaporratio van 1/(1 + 6!>6) = 0.13 • In eerste instantie is als voeding voor deze flasbberekening de ,
samenstelling van de bovenste sohotel uii de "Whendi" -berekening genomen. ~oals wel te verwachten was,is de damp-vloeistof scheiding bij deze lage druk effectieve~ dan bij de systeemdruk in de kolom. De condensor werkt dus beter da .... · "Whendi" berekent. Bij
een vapor-
ratio van 0 •.13 vindt men n.l. een R11/R12 samenstelling van 28/ 71 • Door een voeding te kiezen met een samenstelling die tussen die de eerste en de tweede sohotel inligt, blijkt het wel mogelijk om én de juiste vaporratio en de juiste gassamenstelling te ver-
v~
krijgen. De resultaten van deze laatste methode zijn in tabel zes in paragraaf 4.3 weergegeven. In de praktijk zullen de concentraties in de kolom dus iets anders zijn als "Whendi" ze berekent. Er is als het ware een halve schotel over ,waardoor het R10 gehalte in het eindprodukt nog iets lager zal uitvallen.
-81-
SyJabolenlijst a b B
0
CD C&S d 0 d v E
0
E
mog pog F
E
0
f
0
= grenavlak per m2 schoteloppervlak = lengte overlooprand per m2 schoteloppervlak
m2/m2 m/m2
bodensteingetal = doorstroomcoëfficient -Chao en Seader = diameter v/h gat in de klepschotel = diameter klepje van de - klepschotel = gemiddeld overall rendement = Murphy overall rendement = plaalselijk rendement gas fase =
mm mm
2
= totaal oppervlak gaten vld klepschotel = oppervlak ~~n gat vld klepschote~ = totaal oppervlak klepjes = oppervlak ~~n klepje
m
2
m
2
F v f v = vrije doorsnroomoppervlak bij gesloten klepjes f vo -f max. = vr~Je doorstroomoppervlak bij open klepjes v = actieve oppervlak klepschotel(bubbling area) FA F = totaal kolomop:pervlak B = valpijpoppervlak Ff g = versnelling vld zwaartekracht
--
G
--
massastroom
2
m 2
m
2
m
2
m
2
m
2
m
m/s2
~asfase
-- - - -- - - -- - - - - - - - - -enthalpie
H
m
-
- - -----
- - ---
kg/s
-- -- - - -
( BTU/Lbmol)J/gmol
verda~ngswarmte
J/mol
HS ·f;.
schotelafstand
h_: s hs
spleetafstand van onderzijde valpijp tot schotel
m(mm) mm
H
hihow h w
H w
AHvp h vo h ruax v
= heldere
vloeistofhoogte t.g.v. spleetweerstand m(mm) heldere -vtoeiëtofhoogte op schotel -- ----- - ----m(Înmj---------- --
= heldere vloeiatohoogte boven overlooprand = heldere vloeietofhoogte onder overlooprand = hoogte overlooprand = heldere vloeietofhoogte in de valpijp
-m(mm) m(mm) m(inDi) m(mm)
(\... \ ,.
minimale
kleplichti~
mm
= maximale
kleplichting
mm
K
=
KT
a
kl
= stofoverdrachtcoëfficient
evenwichteconstante in molfractieverhou~ng evenwichtsoonstante bij temperatuur T
-82-
vloeistoffase
m/e -
= stofoverdraghtooëffioient gasfase
=
totale stofoverdraohtooëffioient
=
massastroom vloeistoffase
lengte vloe istofweg over de sohotel ;::: moleoUnlmassa =
= gemiddelde = gem~ddelde
moleouulmassa
vloe~stofase
m
moleouulmassa gasfas& = evenwio~tsoonstante in oonoentratieverhoudingen
m v N th
= massa klepje = aantal theoretisohe
N
=
pr
N
v
N
og
Pt P
s
P
o
PiT AP tot
kg/s m
gkmd.-(I.'91l?mol) j gkmol(l91bmol) g/gmol ( 191 binol) gram
sohotels
aantal werkelijke sohotels = aantal kleppen op de sohotel
= totale aantal = totaaldruk
overdraohtseenheden gaszijde
=
systeemdruk (gereduoeerd voor inert)
bar bar
=
kritisohe druk
bar
gereduoeerde druk
P r
P.~
mis mis
=
bar(psi)
dampspanning van oomponent i
= dampspanning van oomponent i = totale drukval over -de kolom
bij temperatuur T
bar(psi) mm vlk. (bar)
= totale drUtvalover één sohotel
mm vlk. (bar)
~ P d
droge drukval over één sohotel
mm vlk. (bar)
A Pf
mm vlk. (bar)
R
natte drukval over één sohotel = gasoonstante
R
=
R
= minimum
A Pt "
min
refluxverhouding refluxverhouding
S
stripping faotor
T
temperatuur
T
o
T r t
v
V ga V g V 11' g V
g
Vg "min
kJloK mol
kritisohe temperatuur gereduoeerde temperatuur afstand tussen middelpunten van kleppen =gassnelheid in kolom superfioiëel
= gassnelheid in kolom betrokken op bubbling area = gassnelheid in de gaten van de klepsohotel = maximMe gassnelheid in de ' gaten(f1öoding~ns) minimale gassnelheid in de gaten(doorlekgrens)
-83-
m(mm)
mis mis mis mis mis
V·
= molair volume
V
=plaats voedingsschotel(geteld van boven af)
v
= vaporratio
s
r W
x X XB
= mol fractie . vloeistoffase gemiddelde mol fractie over de kolomsectie vloeistoffase =
molfract~e
in het bodemprodukt vloeistoffase
~
= mol fractie in het destillaat vloeistoffase
XF
= molfractie in de voeding vloeistoffase = mol fractie gas fase
Y Y
YB YD YF
m
- totale lengte overlooprand
= gemiddelde molfractie over de kolomsectie gas fase mol fractie in het bodemprodukt gas fase mol fractie in het destillaat gas fase mol fractie in de voeding gas fase
Z
= compressibiliteitsfactor
OL
= relatieve vluchtigheid activiteitscoëfficient ( call mlo ) • 5 0
solubility parameter = porositeit damp-vloeistof bed op een schotel viscositeit van de zuivere stof viscositeit van het vloeistofmengsel belastingsfactor fugaciteitscoëfficient van een component in de vloeistoffase = dichtheid vloeistomengsel
kg/m3 kgjm3
= dichtheid zuivèr gas
kg/m3
= dichtheid gasmengsel
kg/m3
= oppervlaktespanning
Nim
= dichtheid zuivere vloeistof
= flowparameter = fugac1teitscoëfficient van een stof in een = acentrische factor
-84-
da~pmengsel
