Het ontwerp van aceetaldehydefabriek

Î

t

r

~

,: 1 ! ) I I ---; » n ... ! S

.

,... , ! li: I ~ ~ I o Cl , 5 I '

!

;;;

,

lil "

i

-»

-;., : 0 .. i ...

fil~

,

'I C r

1

I I ~ ! I ; J "

I

I

± I I ~ I ~I I') ':) r

i

_:!,

I

) I . 1 1 i Ij' I

u

'

r-1

1

!

)

~

\ -

---HET ONTWERP VAN EEN ACEETALDEHYDEFABRIEK. OPDRACHT door A.E.DINGER OUD WASSENAA:d.SCH1JJEG 12, WASSENAAR. datum: APRIL

1959.

Het bestuderen van de bestaande

techni-sche bereidingsmethoden van aceetaldehyde,

het maken van een verantwoorde keuze uit

deze methoden, het oritwerpen van een

fa-briek volgens het gekozen procédé en het

berekenen van enige toestellen voor deze

§ Jl. Inleding

§ 2 De bestaande aceetaldehyde-fabricagemethoden

§3 Keuze van de fabricagemethode

'§ 4 Uitvoerige beschrijvin,r; van hetc;ekozen

"CHISSO PTIOCEDE"

Re .'5e ne ra tie

Constructie -mate riale n

§5 De materiaal- en warmtebalansen

§ 6 Berekening der apparaten

Koeler ontspannin~sverdamper Koeler-condensor Destillatie-kolom Condensor Di te ratuurli jst Fi su re nA _ en B_

BIJ i.,AG.c.; :l!'i,guren I ,II ,ill,IV en V

patS

-, -,

,

,

,

,

,

,

,

,

,

,

,

,

,

,

,

,

, ,

, ,

.'~ ' Î 1 1 3

s-B 9 10 11 12 l~ ?5 28

30

31

§ 1. INLEIDING.

Allereerst wordt een overzicht gegeven van de

be-staande proc~dé's voor de aceetaldehyde-fabricage en

wordt een keuze uit de beschikbare processen gemaakt. Daarna wordt uitvoerig het ontworpen processchema besproken en worden de materiaal- en warmtebalansen van een fabriek met de gekozen capaciteit gegeven. De bere-keningen van materiaal- en warmtebalansen werden

geba-seerd op de in de literatuur gepubliceerde gegevens. Tenslotte zullen enige toestellen uitvoerig worden doorgerekend.

§ 2. DE BESTAANDE ACEETALDEHYDE FABRICAGE-METHODEN.

(~ .... 11)

Uit een literatuurstudie blijkt (1,2), dat aceet-aldehyde kan worden bereid uit de navolgende grondstof-fen:

I uit etnylalcohol.

I,1. door dehydrogenatie van de ethylalcohol.

I,2. door oxydatie van de ethylalcohol.

II uit koolwaterstoffen met 2 tot 6 koolstofatomen.

III uit acetyleen.

III,1. via het tussenproduct methyl-vinwlaether. III,2.

III,3.

via de additie aan azijnzuur. door directe additie aan water. III,3,1.

III,3,2.

volgens het zogenaamde duitse procédé.

volgens het zogenaamde ChiSBO

proc~dé.

I,1. Debydrogenatie v.àn ethylalcohol.

Hierbij wordt alcoholdamp bij een temperatuur van

2600 tot 2900C over een kataltsator (chroom + geactiveerd

koper) geleid onder atmosferische druk. Hierbij komt wa-terstof als bijproduct vrij. Bij éénmalige overleiding wordt ongeveer; van de alcohol omgezet.

De Amerikaanse "Carbide

&

Carbon Chem.Corp." maakt

1,2. ~datle van et4ylalcohol.

Alcoholdamp wordt bij 4000

ê

tot 5000C met lucht of zuurstof over een katalysator geleid.

De katalysator is metallisch koper of zilver, of een mengsel van beiden.

11. Oxydatie van koolwaterstoffen met 2 tot 6 koolstof-atomen.

In Texas, waar grote hoeveelheden aardgas ter beschik-king zijn,

maakt

de Amerikaanse .Celanese Corporationft

sinds 1945 aeeetaldehyde, door butaan met zuurstof in aan-wezigheid van een grote overmaat stoom te oxyderen.

lIl, 1. Methanol wordt aan acetyleen geaddeerd onder een druk van 15 atmosfeer met KOH als katalysator. Het ontstane metbyl-vinylether (CH

3-O-CH=CH2) wordt met

verdund zwavelzuur gebydrolyseerd tot aceetaldehyde en methanol. Het methanol wordt na de afscheiding weer naar de reactor teruggevoerd. Het voordeel van deze methode is, het ontbreken van kwik als katalysator, (dat als zodanig wordt toegepast bij de hierna te noemen methoden 111,2 en III,3) Immers, kwik is duur, moeilijk te behandelen en giftig.

Dit proc~dé staat echter nog in zijn kinderschoenen en werd toegepast in Ludwigshafen in Duitsland (4).

III,2. Additie van azijnzuur aan acetyleen.

Met kwikzouten als katalysator ontstaat door additie van azijnzuur aan acetyleen het ethylideendiacetaat. Dit laatste wordt bij een temperatuur van 1300 tot 1450 C door zwakke zuren of een zuur zout (bijv. ZnCl 2

1

omgezet in aceetaldebyde en azijnzuuranhydride.

De reacties verlopen volgens:

o

ft /0-C-CH 3 - - - 7 ) CH 3-CH _'0-C-CH 3 Hg-zouten 11

o

zwak zuur

-Deze methode wordt toegepast in Frankrijk bij de "Société Chimique des Usines du Rhêne".

III,3. Directe additie van water aan acetyleen.

Acetyleengas wordt geleid in een katalysator-vloeistof bestaande uit een ongeveer 20%-ige zwavelzuuroplossing

waarin 1 tot 2 gram per liter kwik is opgelost als HgS0

4. /het Daar door een volgreactie, namelijk de oxydatie

van/aceet-aldehyde tot azijnzuur, de kans bestaat, dat het werkzame HgS0

4 wordt gereduceerd tot het niet werkzame metallisch kwik, wordt aan de oplossing ook nog Ferri-sulfaat toege-voegd. Nu worden de Ferri-ionen gereduceerd inplaats van het HgS04. De gevormde Ferro-ionen moeten periodiek door oxydatie met HN0

3 worden geregenereerd.

Er zijn twee technische uitvoeringsvormen van dit proces beschikbaar, te weten:

111,3.1 • Het zogenaamde Duitse procédé. Hierbij wordt bij hogere temperatuur (ca. 900C) en met overmaat acetyleen gewerkt. Uitgebreide installaties zijn vereist om de overmaat acetyleengas terug te winnen. Het onzuivere aldehyde wordt in een waterige oplossing verkregen, waar-uit het aceetaldehyde door destillatie wordt teruggewonnen. 111,3,2. Het zogenaamde Chisso-procédé. Hierbij wordt bij

lagere temperatuur (ca. 650 ) en zonder overmaat

acetyleen gewerkt. Er behoeft dus geen acetyleen uit het reactor-product te worden teruggewonnen, waardoor de in-stallaties veel eenvoudiger worden. Er worden minder volg-producten gevormd en het proces biedt ook uit warmte-econo-misch gezichtspunt bekeken grote voordelen boven het zoge-naamde Duitse proces, zoals in §

4

zal blijken.

§ 3. KEUZE VAN DE FABRICAGE-METHODE.

Ter bepaling van de keuze wordt gedacht aan een ver-vanging van de huidige installaties voor de aceetaldehyde fabricage van de N.V.Electro Zuur- en Waterstoffabrieken te Amsterdam. Hierbij wordt verondersteld, dat de onder-houdskosten van de bestaande fabriek dermate hoog zijn

ge-worden, dat de directie heeft besloten tot vervanging van

re-generatiesectie nog in goede staat verkeert. Beschrijving van de huidige installaties.

Uit de gasfabriek afkomstig acetyleengas wordt onge-reinigd in reactoren geleid. De reactoren zijn van een zeer verouderd model, waarbij het acetyleengas boven de kataly-sator-vloeistof wordt ingevoerd. De katalykataly-sator-vloeistof wordt met een hekroerder in heftige beweging gebracht. De temperatuur van de vloeistof is ca. 9000, de druk in de reactor is ca. 1,2 ata. Er wordt, zoals bij het Duitse pro-cédé, met een overmaat acetyleen gewerkt. In moderne fa-brieken volgens het Duitse- of volgens het Ohisso-procédé wordt het gas door de vloeistof geborreld. De afgassen van de reactor, welke het gevormde aceetaldehyde in dampvorm samen met de overmaat acetyleen en verdampt water bevatten, "lorden in een serie regentorens verder verwerkt tot een waterige aldehyde-oplossing en acetyleengas.

De aldehyde-oplossing wordt daarna gedestilleerd in, onder atmosferische druk werkende, kolommen welke worden gekoeld met normaal koelwater. Vooral in de zomer zijn de dampverliezen groot.

Bepaling van de k~

De N.V.Electro maakt zelf carbid en heeft de grondstof acetyleen dus betrekkelijk goedkoop tot zijn beschikking. Hierdoor vervallen de in § 2 genoemde methoden I en II, om-dat daar van andere grondstoffen wordt uitgegaan.

Doordat de N.V.Electro reeds een grote ervaring heeft mu.t

opgedaan, ~ het werken met kwik en kwikzouten als kataly-sator, wordt dit niet als een bezwaar gevoeld. Hierdoor is het voordeel van de bereiding van aceetaldehyde via methyl-vinylether vervallen; de nadelen van de bereiding in 2

fa-sen en de betrekkelijke onbekendheid met het procédé, blij-ven bestaan. Dit proces zal dus niet worden gekozen.

Het proces via het ethylideendiacetaat heeft dezelfde twee bezwaren: bereiding in 2 fasen en onbekendheid met het proces.

Ook dit proces zal niet worden gekozen.

Voor de modernisering van de aceetaldehydefabriek van de N.V.Electro Zuur- en Waterstoffabriek komt dus in

aanmer-king: de directe additie van water aan acetyleen, temeer daar een goede regeneratie-installatie voor de katalysa-tor reeds beschikbaar is.

De vereiste kapitaalsinvestering voor het Duitse pro-cddé is een veelvoud van die voor het Chisso-propro-cddé, zo-als zonder meer blijkt uit de twee principeschetsen figuur

A

en

B> •

Verder zi jn ook de productie-kosten voor het Chisso-proces, door de betere warmte-economie veel lager dan die voor het Duitse proces (zie de consumptiecijfers

bi j figuur A en.:&. ) •

Wij laten daarom onze keuze vallen op de bereiding van aceetaldehyde door directe additie van water aan ace-tyleen volgens het Chisso-proces.

De huidige productie van aceetaldehyde is circa 30

ton per dag. Een stijging van de behoefte· aan

aceetalde-hyde in de komende jaren is te verwachten, zodat de ont-werpcapaciteit voor de nieuwe fabriek wordt gesteld op 40 ton per dag.

§ 4. UITVOERIGE BESCHRIJVING VAN HET GEKOZEN

CHISSO-PROCES AAN DE HAND VAN HET SCHEMA.

Het acetyleengas wordt met behulp van een waterring-pomp via een waterafsoheider bij een druk van circa 1500 mm Hg in de reactor gebiazen. Men kan hiervoor geen gewone zuigerpomp gebruiken daar anders het risico bestaat, dat bij verstopping van de persleidingen de druk te hoog zou oplopen en er spontane ontleding van acetyleen zou optre-den. Deze ontledingsreactie heeft een explosief karakter.

Via straalpijpjes wordt het gas fijn verdeeld in de moedervloeistof geblazen. Volgens de literatuur (3) is de

japanse reactor uitgerust met een roerder om een goed con-tact tussen vloeistof en gas te verkrijgen. Het ontbreken van een roerder in ons geval kan mijns inziens worden opge-vangen door een goede constructie van de straalpijpjes.

Aan de bovenzijde is de reactor voorzien van een ge-pakte absorptie-kolom om eventueel ontwijkend acetyleengas en aldehyde te absorberen in het er boven ingevoerde, voor het proces benodigde, water. De afvoer van restgassen wordt via een klep geregeld, die de druk in de reactor constant houdt.

De druk in de reactor is 1050 tot 1100 mm Hg en de temperatuur 680 tot 730C.

In de reactor vindt de volgende hoofdreactie plaats:

C2~ + ~O

gas vIst.

Uit het gevormde aceetaldehyde kunnen als volgproduc-ten ontstaan: CH₃CHO + Hg0. + H 20 _--+) CH,COOH + Hg + 2 H· azjjnzuur en /OH

CH3CHO + CH3CHO ~ CH3-CH-C~-CHO ~ CH3-CH=CH-CHO + _{H2 0}

aldol crotonaldehyde Onderzoekingen hebben uitgewezen (,), dat de

tempera-tuurco~ffici~nten van de volgreacties groter zijn dan van de hoofdreactie, dus voor de vorming van azijnzuur en cro-tonaldehyde is: dk - = dT - E/RT

~k

e RT2 0

grót'er dan voor de vorming van aceetaldehyde'.

Dit betekent, dat bij lagere temperatuur proportio-neel minder volgproducten worden gevormd. Bij het Duitse procédé wordt bij een temperatuur van circa 9500 ongeveer

5%

volgproducten gevormd. Bij het Chisso-procédé daarente-gen wordt bij een temperatuur van circa 700C ongeveer 1%

%

volgproducten gevormd. (0,5

%

azijnzuur, 1 ~ crotonalde-hyde).

De temperatuur in de reactor wordt lager gehouden dan bi j het

a)

Duitse proces om de volgende redenen:

om koken van de vloeistof in de reactor, bij de heersende druk en concentratie van het aldehyde, te voorkomen.

b) om de volgreacties ten opzichte van de hoofdreac-tie te onderdrukken. Volgens Othmer (3) ligt de optimale reactie-temperatuur bi j

70

0 0. "De verlie-zen door vorming van volgproducten zijn dan te verwaarlozen.

c) om de achteruitgang van de activiteit van de kata-lysator tegen te gaan. Immers als er minder azijn-zuur als volgproduct wordt geproduceerd blijft ook de katalysator langer actief.

Opmerkingen:

A) De vorming van volgproducten is behalve van de tempe-ratuur ook afhankelijk van de concentratie van het al-dehyde ih de moedervloeistof. Deze concentratie kan men verlagen door de moedervloeistof sneller door de ontspanningsverdamper te circuleren.

B) Het gevolg van een lagere reactie-temperatuur is, dat de hoofdreactie zelf ook langzamer zal verlopen. De reactor volgens het Chisso-procédé moet daarom groter zijn dan die volgens het Duitse procédé. Dit is een nadeel van het Chisso-procédé.

Al. het ingevoerde C2H2 wordt omgezet in aldehyde. Dit aldehyde wordt in de moedervloeistof getransporteerd naar de ontspanningsverdamper, waar het door verdamping voor een groot deel uit de vloeistof vrijkomt. De moeder-vloeistof die de ontspanningsverdamper binnenkomt bevat 1,5 tot 2 gewichtsprocenten aldehyde.

Ongeveer 60

%

van de aldehyde wordt samen met water verdampt. In de geproduceerde damp wordt een hoeveelheid warmte afgevoerd .

De verdampingswarmte wan het aldehyde + water is ech-ter niet genoeg om de reactiewarmte te compenseren. Er is dus in de terugvoerleiding van de verdamper naar de reactor een extra koeler opgenomen.

De verdamper is aan de bovenzijde van gaas voorzien om meegevoerde katalysatorvloeistof zoveel mogelijk af te scheiden. De druk in de ontspanningsverdamper is ongeveer 225 mm Hg. De damp die de verdamper verlaat bestaat uit on-geveer 70

%

aceetaldehyde. Deze damp wordt naar een koeler-condensor geleid om de partiaalspanning van het water te verlagen en eventueel meegevoerd kwik af te scheiden. Het condensaat van deze koeler-condensor wordt via een

kwikaf-scheider door een stripper geleid. Met open stoom wordt het hier ontdaan van de er in opgeloste aceetaldehyde, hetwelk

wordt teruggevoerd naar de afvoer van de koeler-condensor. Het gas, dat de koeler-condensor verlaat met een tem-peratuur van 3500 heeft een aldehyde percentage van rond 86

%.

Dit gas wordt door de compressor van ongeveer 205 mm Hg gecomprimeerd tot 1900 mm Hg (= 2,5 atm.) en in de des-tillatietoren gevoerd. Hiervoor is een meer-traps

roestvrij-stalen turbo-compressor genomen. Deze heeft het voordeel zich gemakkelijker aan te passen aan een verandering van de massa-stroom dan een zuiger-compressor. Hierbij komt nog, dat een zuigercompressor voor deze volume stroom (on-geveer 5000 m

3/

_{uur ) te groot zou worden.}

[Pin

=

200 mm Hg; Puit

=

1900 mm Hg. _Volin

=

4900

m3~ur]

Door de verhoogde druk bij de destillatie is het moge-lijk gewoon koelwater te gebruiken in de condensor. De druk-verhoging tot 1900 mm Hg geeft een condensatietemperatuur van ongeveer 4200 in de condensor. Het verkregen topproduct is zuiver aldebyde, het bodemproduct water met sporen az~n­

zuur. De druk in de destillatietoren wordt in de hand ge-houden door de koeling in de condensor. Er is een ontluch-ting in de condensor aanwezig om eventueel meegevoerde ace-tyleen en/of restgassen periodiek af te laten.

Het topproduct gaat via een pijpkoeler naar de opslag onder druk. Het bodemproduct wordt naar het riool afgevoerd . REGENERATIE:

De kataly satorvloei st of bestaat uit: 15 - 25

%

~S04 waarin opgelost 0,1 - 0,15 gram HgO per 100 mI met een to-taal i jzergehal te van 2 - 4

%.

De regeneratie van de

kataly-satorvloeistof moet geschieden wanneer het Fe·~gehalte van de vloeistof beneden een zekere waarde is gekomen, daar men anders het risico loopt, dat Hg:ionen worden gereduceerd tot metallisch Hg, hetwelk de katalysator inactief zou ma-ken. Men beschouwt de katalysator als "verbruikt" wanneer ongeveer 90

%

van het ijzer aanwezig is als Fe.(S04).

Daar het Ohisso-proces bij een temperatuur werkt welke 20 - 2500 lager ligt dan die bi j de originele processen tre-den hier de volgreacties minder op de voorgrond. Dit heeft het voordeel, dat de katalysator minder behoeft te worden geregenereerd. Voor de regeneratie is hier dan ook geen

. j I

continu proces genomen. Het geschiedt ladingsgewijs nadat eerst in een stripper de moedervloeistof van aceetaldehyde is ontdaan, de stripperdampen worden afgevoerd naar de koe-ler-condensor.

De moedervloeistof wordt nu in ketels behandeld met 30

%

HN0

3 ' waarna met behulp van open stoom de nitreuze dampen worden verdreven.

De geregenereerde vloeistof wordt hierna weer via een buffervat naar het proces teruggepompt.

Bi j de grotere bedri jven in Duit sland vlorden de ni~

treuze dampen na oxydatie met lucht weer geabsorbeerd in

water, zodat het HN03 niet verloren gaat en men het weer kan gebruiken.

De katalysator behoeft minder te worden geregenereerd, zodat bij grotere productie dan de huidige bij de N.V.Elec-tro, toch de bestaande installatie voldoende capaciteit heeft.

Deze installatie is op de tekening als een blok weer-gegeven.

In de installatie Rassen we de volgende constructie-materialen toe.

Toestel Corrosief agens Hateriaal

~---

---~.--.---4-_._---reactor ~ verdund

H2S04

ont spanningsverdamper ~ en kwik.

circulatiepomp koeler koeler-condensor c ondensaat- st ri pper turbo-compressor destillatie-toren condensor 1-' } azijnzuur sporen zuur en kwik

1

met rubber be- I ) bekleed staal

1

siliciumi jzer (14,15% Si mi-nimaal)

roe stvri j staal roe st vri j st aal roe st vri j st aal staal

§

5.

DE MATERIAAL- EN WARMTEBALANSEN.

De Materiaalbalans.

De door ons berekende materiaalbalans voor een alde-hydeproductie van ongeveer 40 ton per dag is gebaseerd op de praktijk-gegevens uit de publicatie van Othmer c.s. (3). Voor de berekeningen zijn de verliezen verwaarloosd. In werkelijkheid zal het totaalrendement van de fabriek niet

100%, maar circa 98% zijn.

Als tijdbasis voor de balansen werd één uur genomen.

Combinatie reactor + ontspanningsverdamper.

In: Uit:

acetyleengas 970 kg/uur

aceetaldehyde-1640 kg/uur

water 1370 kg/uur damp

waterdamp 700 kg/uur

totaal 2,"34;0 kg/ uur totaal 2340 -kgjuur

De 1640 kg/uur gevormde aceetaldehyde moeten door de mpedervloeistof naar de ontspanningsver/damper worden ver-voerd.

Volgens Othmer c.s. is de concentratie van aceetalde-hyde in de vloeistof die de verdamper binnenkomt circa 1,7% en de concentratie in de vloeistof die de verdamper verlaat circa 0,7%. (60% van de toegevoerde aldehyde wordt als damp

afgevoerd). Er verdampt dus curca 1% van de vervoerde

vloei-stof als aldehyde. Dit is 1640 kg/uur. De vloeivloei-stofstroom van reactor naar verdamper moet dus ongeveer 164 ton per uur bedragen.

De Warmte balans.

De hieronder volgende warmtebalans is gebaseerd op de hiervoor vermelde stofbalans. Als basis-temperatuur voor de warmte-inhoud van de diverse stromen is OOC genomen.

Combinatie reactor + ontsEanningsverdamEer + koel~

In±:

Reactiewarmte 1,64 x 766 = 1256 • 103 kcal/uur

acet-yleengas

suppletie water 20 ~1,37

=

27,4 • 10 kcal/uur 3

totaal 1283 • 103 kcal/uur Uit: aldebydedamp 1 ,64 (0,52 >< 65 + 137)

₌

2'80 _• 103 kc§l/uur 103 waterdamp 0,7 (1 x 65 + 540)

₌

424

_"

_"

koeling in koeler

₌

520 103

_"

ft stralingsverliezen

₌

59 103

_"

..

totaal 1283 • 10

3

kcal/uur

De warmtebalansen over de koeler-condensor en over de destillatiekolom worden gegeven bij de berekening van deze apparaten.

§ 6. BEREKENING DER APPARATEN.

Koeler: stel A T koelwater

15°0.

Dan hebben we aan

koel-water ~~o

=

35 ton per uur nodig. De moedervloeistof zal

een temperatuurverlaging ondergaan, als de Op van de vloei-stof 0,9 kcal/kgOO is, van:

A T'

=

520

=

3,5°0.

- 164 x. 0,9

stel)' het koelwater komt binnen met een temperatuur

<A lt~ M,'

van 20°0 en verlaa~" met '35°C. De vloeistof komt binnen met

65°0

en verlaat de koeler bij een temperatuur van 61,5°0.

-Dus:

A

'rin =

= 41 ,5 - 30 ~

35,5°0

41 ,5

ln~

Nemen wij vo~r de koeler een gemiddelde U aan van

500 W/ m2 00 ' dan volgt hieruit voor het oppervlak A van

A= ~w _

u

[A

Tl

-.

-

-:'r.m

Ontspanningsverdamper. 520.><103 500 x 35,5

In de ontspanningsverdamper worden per uur 1640 kg aceetaldehyde en 700 kg H20 verdampt bij een druk van 225

mm Eg en een temperatuur van 65°C. Dit geeft voor het

wa-ter een volume van

700 x 22 4 x 340 )( 760 ~ 3700 m3 luur,

18 ' 270 225

en voor het aldehyde

1640 x 22 4 ~ 340 x 760 ~ 3550 m3/uur.

44 ' 270 225

Totaal verlaten de verdamper dus 7250 m3/uur • Voor de diameter van de verdamper is 1,50 m gekozen, zodat we gassnelheden in de verdamper krijgen van 1 tot 2 m =er sec.

Bij deze gassnelheden is de kans op ftmeesleuring" van vloeistofdruppels door de gasstroom gering. Toch is de bo-venzijde van de verdamper nog voorzien van een druppelvan-ger, bestaande uit enkele lagen speciaal daartoe geconstru-eerd gaas.

Berekening der koeler-condensor.

Deze is berekend voor de volgende omstandigheden: 1640 kg aldehydedamp en 700 kg H20 damp komen per uur bij

650C en een druk van 215 mm Hg de koeler-condensor binnen.

,/«()

.!

r

Het gas wordt gekoeld tot 350C, waarbij een groot deel van

1~

\v""""

l;.

<r'- ~ de waterdamp condenseert.

l'~· De berekeningsmethode volgens Colburn en Hougen (6)

f-'/ zou te veel tijd vergen, zodat voor de berekening de

bena-deringsmethode volgens Colburn (8) is genomen. Volgens Cairns (7) klopt deze methode vrij goed met de waarden vol-gene Colburn en Hougen. In enkele gevallen geeft ze hogere uitkomsten welke tot 90% boven die van Colburn en Hougen hmnen liggen.

De methode van Colburn beruet op het analoge gedrag van warmte- en massatransport, hetwelk toestaat de trans-portsnelheden uit de drukken in termen die betrekking heb-ben op de enthalpie-drijvende kracht en ze dan op te tellen.

13

Colburn vindt de volgende formule:

A = q

Us I [

Cs (iv - iw )

Hierin is:

= het oppervlak.

=

de totale hoeveelheid afgevoerde warmte.

=

de gemiddelde waarde van

condensor, terwijl Us Cs

Us

Cs bij de 2 uiteinden der

wordt gevonden uit

hierin is:

Cs = soortelijke warmte der vochtige damp betrokken

op droge damp (JLumid heat").

hs = partiële warmte overdrachtscoëfficiënt gas-pijp

= 0 ( " . I

«.

- -_. ,---! I

i

1 I ,

'1·,

..

~

.

,

~1.'

'i . I _{. .}

>

~_cl

,

_"-':" ",~ " ",r ,

).

I: ,

w<:~1 I A " I I"~ '. 'r <--'lil ' " '. ,iy , -d. ot ' '" ',,: J. .. ' " , : ' C .~·'..JI - .... , I ,",' ,'1 ~!

I

! i I ; , Gas iI c{.

=

h

s

ho = gezamenlijke warmte-overdrachtscoëfficiënt,

uitgezon-derd die van gas-pijp, dus ~

(zie , figuur'

dt

m ~ -- = helling van de enthalpie verzadigingsli jn.

dt

(i - i :H:)

v w l.m = het logarithmisch gemiddelde van de

enthal-pie drijvende krachten bij de 2 uiteinden

van de condensor.

i _v

=

enthalpie van de damp bij de heersende

damptemperatuur.

iw*' = verzadigingsenthalpie van de damp bi j

de heersende koelwatertemperatuur.

De condensor komen, als damp, per uur binnen: (65°0 en

215 mm Hg).

1640 kg aldehydedamp = 1640 x 22,4

~

338 x 760 3653 m3 . 44 · 273 215

=

= 700 J<. 22 4 x 338 )( 760 = 3812 m 3.

18 ' 273 215

De damp die de condensor verlaat heeft bij 3500

vol-gens figuur I I een molfractie aceetaldehyde van 70%,

ofte-wel een gewichtsfractie aceetaldehyde van 85%.

Het condensaat, dat de condensor verlaat heeft volgens

figuur I I een molfractie aceetaldehyde van ongeveer 2,5%,

dus een gewichtsfractie van ongeveer 6%.

Stel er worden x kg H20 gecondenseerd, dan bevatten

deze

x

kg _{H20 :}

9~

x

kg aldehyde. Als dtmp verlaten dan de

condensor: (700 - x) kg H20 en (1640 -94 x) kg aldehyde.

Deze laatste 2 hoeveelheden moeten zich verhouden als

15 : 85.

Dus: (700 x) : (1640 - 94 6 x)

=

15 : 85

Hieruit vinden we voor x = 415 kg.

Dus er worden in de koeler-condensor gecondenseerd 415 kg

H20. Hiermee verdwijnen 26 kg aldehyde naar de condensaat-stripper.

Dus als damp komen uit de condensor: 285 kg H

20

=

285 x 22 4 _{18 '} ~ ₂₇₃ 338 x ₂₁₅ 760

=

1552 m3/uur.

1614 kg aldehyde

=

1!!4 x 22,4 x

~~~

x

~~~

=

3596 m3/uur.

HeUau~~nt van het inkomende gas i s uit figuur II te

vin-den. De molfractie van het inkomende gas is 49% aldehyde. Uit figuur II vinden we dan voor het dauwpunt onËeveer 50° O. Van 65°0 tot 50°0 vindt dus bij het gas alleen koeling plaats

Van 50°0 tot 35°0 vindt koeling + condenseren plaats.

We kunnen nu de koeler-condensor in 2 delen splitsen:

A

hier vindt gaskoeling plaats van 65° tot 50°0.

B hier vindt koeling + condensatie plaats.

In: 1640 kg aldehyde

~

als 50°0.

700 kg H20 damp bi j

Uit: 1 614 kg aldehyde

) als damp bij 35°0.

in A:.

285 kg ~O

415 kg 1II20

1

als vloeistof bij 35°0. 26 kg aldehyde

De hoeveelheid af te voeren warmte per uur is nu: a) koeling van 1640 kg aldehydedamp van

65° tot 50°0; Op = 1,51 x 103 J/kg °0.

dus: 1640 x 1,51 x 103 x 15 = 37,15

~

106 J/uur.

b) koeling van 700 kg waterdamp van

65°.tot 50°0; Op = 1,93

~

103 J/kg °0.

dus: 700 ~ 1,93 x 103 ~ 15 = 20,27 x 10 6 J/uur.

in B:

- -

a) koeling van 1614 kg aldehydedamp van 50° tot 35°C; Cp

=

1,51 x 103 J/kg °C,

dus: 1414 x 1,51 x 103 x 15

=

36,55 x 106 J/uur. b) koeling van 285 kg waterdamp

van 50° tot 35°C;

C = 1, 93 ?<. 1 03 J / kg ° C ,

P

dus 285 x l , 93 )( 103 )( 15

c) condenseren van 415 kg

H20

bij een gemiddelde tempera-tuur van 42, 50C;

6

Cp = 2, 4 ;t<. 1 0 J / kg , dus: 41 5 )( 2,4 )oe 1 06

d) oplossing van 26 kg aldehyde in water r opl = 427 )( 103 J/kg 26 )( 0,43 )(. 106 = = = 8,25 x 106 J/uur. 996 106 J/uur. 11,18 )( 10 6 J/ät1r.

totaal in B 1052 'IC 106 J/uur.

---57,4 6 A =

.

10 J/uur. B = 1052 10 J/uur. 6 totaal 1110 10° J/1i1ur. Berekenin~-hoe~~~~heid koelwater:

stel de ingangstemperatuur van het koelwater op 20°C en de uitgangstemperatuur op 25°C. ~ is dan 50C.

C

=

4 , 1 8 ')(. 1 03 J / kg

°

C •

p~O

We hebben aan koelwater dus nodig: 6

1110 )(. 10 3 kg/uur -:=- 53 ton/uur. 5)( 4,18 ><.10

Berekening van het aantal ~il~n en de afmetingen van de

cond~nsor.

De condensor wordt gemaakt van éénduims roestvrij stalen pijpen (A.I.S.I. 304). Er wordt een vloeistofsnel-heid in de

pi jpen is: Nu is

pijpen aangenomen van 0,5 m/sec. Wanddikte der

-3 -2

0,109" = 2,7 . 10 m, dus: Di = 2 . 10 m. de volumestroom ~v gelijk aan:

7t Di2 'J V v

~

=

-

,..

r n

v -4 als: V= vloeistof-_snelheid;

n

=

aantal pi jpen. Di = 2

.

10-2 m

v = 0,5

_mi

sec.

Dus: n =

-2..L

x - - 4 -:-:-:r x __ 1

~

94 pi jpen. 3600 Tl: )( ~1 O-<t 0,5

Per strekkende meter zou de condensor, indien geen waterpasses zouden worden toegepast, een koelend oppervlak hebben van:

94 )It

Tt

"

Du

~lf'

m2.

Daar de condensor bij benadering een oppervlak zal krijgen van 180 m2 , moeten we 6 waterpasses toepassen om een redelijke lengte voor de condensor te krijgen.

Vo~gens Kern (9), Appendix, table 9, p.842 zal de in-wendige diameter van de condensor DCi dan worden:

D .

=

36"

=

9

1

_,5

_cm. Cl.

Als damp-keerschotafstand, B, werd genomen een af-stand van 30 cm.

De pijpen komen in afwisse-lende ri jen te staan in zo-genaamde "driehoekige steek"

("triangular pitch"). Pt

=

steek (Pitch) = ~~" D _u

₌

1"

De nequivalent-diàmeter" is volgens Kern (9) voor een driehoekige steek als volgt gedefinieerd:

_4-,--,-><_f_r_e __ eJa+-. _r_e_a_ _

wetted perimeter

2

4C~

Pt2

~

Vi _

7l'~

)

%

llDu

Berekening der O{" I s, (de partiële

warmte-overdrachts-coëfficiënten gas-pijp).

In Kern

(9),

Appendix fig. 28, vindt men de

afhanke-lijkheid van Re s met J

_{H .}

Hierin zijn Re s en J

H als volgt gedefiniëert:

De G_s Re = -s ~ De = equivalente diameter G = massa stroomdichtheid s -2 = 1,8 • 10 m. in -~ =

.!..

m3sec As W = massastroom in

..!s...

seo

As = doorstroomd oppervlak = Dei )( B x

;~

/'l'

ho

=

=

~ = viscositeit van het gas .~ 10- 5

ons geval C)It."

Nsec 2 -m K C = = ~

=

warmtegeleidingscoëfficiënt ~ 10-2 W/m.o

_c

Op

~

1, 6 )( 1 0'3 J Ikg oe.

In ons geval is nu:

2340

k

Win = 3600 sec As

=

91,5 )co 10-2 >< 0, 3

~

0,2

=

5,5 • 10-2 m2 G. = 2340 1 s""

3600

x 5, '-5 --=-~

t-o-_ ...

~ =

=

1 J 2 kgf m 2 sec.

Dus [Re s] _in = 1 J 8 .>< 10-2 )C 1 J 2 = 10-5 = llOO _{3600 seo} ~ kg _ _ ~

) G

_s = 1900 ':t600 _/ ---~2 1 = 0,96 5,5 • 10- _{kg/m . sec.} 2 [Re s] = 1,8 )( 10-2 ')( 0,96 ':t Dus 5 = 1,78 ~ 10/ uit

10-Met deze waarden voor Ree vonden we uit figuur 28

(van Kern), de waarden voor J

H :

Nu is =

We vinden dan voor de 0(" 's:

I _0< ft _in =,25 ~ 10-2 1,8 )c. 10-2 " 22 'x 10-2 0( = >< 1 0-2 uit 1 8

_,

I I P~sische constanten: 20°0 ~

=

998

"t

=

1 , 005

.

~ = 0,60 G

₌

4,18

.

Di = 2

.

10-2 x (1 t 6

.

103 x 10-5 _{) 16.} = 10-2 x (~

.

103 x 10-5 14 . 10-2

) =

(warmte-overdrachtscoëfficiënt koelwater-pijp). 25°0 997 kg!m'3 1 0- 3 _0,895

.

1 0-'3 _{Nsec/m 2} 0,61 Wim. °0 103 4,18

.

103 J/kg. oe V = 0,5

mi

sec.

I (= het uiteinde van de condensor waar het koelwater

Hier is het koelwater 25°C.

=

297

x

0,5

~

2 • 10-2

=

0, 895 • 1 0-'3 11100

II (= het uiteinde van de condensor waar het koelwater

binnenkom~ en de damp de condensor verlaat).

Hier is het koelwater 200C.

998><

°

15 x 2 • 1 0-2 = 99'ltO

ReIl = 'lt /

1 ,005

x

10-/

Uit fig. 24 van Appendix van Kern (9) vinden we nu voor:

(zie voor de symbolen pag.:

C .~ 0,33 (-p--) = 2340

"

e

''''2 0,33 = 37

.!..

(p ) Df ).. .

Berekening ho uit de Colburn-formule (pag. 13 ).

-1 -1 -1 -1 -1

(ho) = (<>(t) + (.xV) +

(~w

_

)

+

(~C)

'il:

_{v w}

T

_c

= 2100

~ -1

Kern

(9)

geeft voor

(or:)

,

voor vuil rivierwater (East

R!ver) een waarde van v

hr ft2 oF 0,003

B.T.U.

( ÀV)-1 -4

Omgerekend geeft dit een waarde voor ~ = 5,2 • 10

_ 'I À w' i s voor roe stvri j staal ~ 1 2

m oe

). -1

We vonden dan voor (~) = 2,3 • 10-4 .

w

.§!ec.m2 oe

J -.

-~c

werd geschat op 0,6

-1L-

en oIc op 2 • 10- 3 m,

m

°c

/

l.",,: j.i.J~ .IA ~-'-;.

dus ( - i ~ c) = 3,3 • 10 -3 .

Ciltc

•

We v~nden nu voor ho:

I (uiteinde van de condensor waar het koelwater uitgaat

en de damp binnenkomt). -1 (ho)

=

2;40 + 5,2 • 10-4 + 2,3 • 10-4 + 33 • 10-4

=

I 1 0-3 sec m2 °c 4,4 • J

11 (uiteinde van de condensor waar het koelwater

binnen-komt en de damp de condensor verlaat).

-1 (h ) 0₁₁ 1 = 2100 + 5,2 10-4 + 2,3 • 10-4 + 33 • 10-4 = sec m2 °c 4,4 • 10- 3 J . _ .. _ Berekening van de formule.

gemiddelde

waarde[~:]

UIT

de Colburn-De waarde ms het rekenkundig gemiddelde van de waarden

beide zijden van de condensor berekend.

. Cs Cs M

Deze laatste waarden vtnden wij uit: -- = ~ +

--Us

AS ho

Voor Cs (= de " HU1\lld heat") v~nden we de volgende

waar-den: I 11 Os = 1,5 1 1

°

= 1,51

fIu

103 +

1~~~

x 1,93

~

103 = 2,3 103 +

126~54)<

1 ,93 >< 103 = 1 J 6 103 J/kg°(J. 103 J/kgo.O. De waarde voor M vinden wij uit figuur no IV.

Figuur IV is verkregen door de waardebvan de

verzadi-gingsenthalpie uit figuur 111 uit te zetten tegen de er bij

behorende dauwpuntstemperatupren.

Deze dauwpuntstemperaturen zijn berekend uit het

vloei-stof-dampevenwicht voor 215 mm Hg uit figuur 11.

De vloeistof-dampevenwichtsfiguren voor 215 mm Hg en

voor 1900 mm Hg zijn door schatting verkregen uit het in

-page '73, gevonden figuur voor 760 mm Eg.

De enthalpie-samenstellings-diagrammen (figuur III en

V) werden berekend. Voor deze berekeningen werden geen

mengwarmte bij de dampen, doch wel bij de vloeistoffen in

rekening gebracht. De, waarde voor de mengwarmte werd

ge-haald uit Ullmann's Encyklopädie (1).

II voor 200 is Mil = 6,4

Cs

Voor de vaarde voor ij- vinden we nu:

s I [ C . l- Cs II -l!

=-.ll

Us ho ' I I 3

0

3 • 10 17 + , 8 29 • 1 0 3

x

4,4 • 10-3 = 141 • 6 ,4 • 10 3 x 4,4 • 10 -3 = 135.

Het rekenkuUdig gemiddelde van de waarden

[~:J

en

[~:J

ie:

_ I _ _ TI

iE

Berekening van (iv - iw) uit de Colburn-formule.

l.m

Di~ is dus een logarithmisch gemiddelde van de waarden

(i - i iE) aan beide uiteinden van de condensor. Hierin is

v

w

iv de enthalpie van de damp bij de heersende

damptempera-tuur, terwijl iwiE de verzadigingsenthalpie van de damp bij

de heersende koelwatertemperatuur voorstelt.

De waarde (iv - iw *-) = 6 i stelt dus de

enthalpie-drijvende-kracht voor. We vinden voor: iE 3[ 273 - 180

=

93 kcal/kg = 390 103 I _~iI

₌

i _{500 -} i ₂₅₀ =

.

J/kg. II _{~ iII}

₌

_i3[ 3[ 350 - i200

=

206 - 172

=

34 kcal/kg = 142

.

103 J/kg.

De waarden voor

i~

werden gevonden ûit figuur no IV.

3

CA

i)

=

248 • 10 = 2110 • 103 •

l.m In 2,75

We vinden nu volgens Colburn voor het oppervlak, Yijn het

~qndensorgedeelte B. van de koeler-condensor;

- - - = 1052 106 3600 . ~ 170 m2 A = .B

[

~

sJ

(1::1' i ) 7,2 • 10-3

x

240 • 103 s l.m We hadden de condensor A = ga skoeler. We hebben nu berekend, zijn aan 170 m2 . in

2

delen,

A

en

B,

gesplitst. B = kÖ~er-condensor.

dat het oppervlak van B gelijk moet

Oppervlak-berekening van het We nemen hier een gemiddelde

gas-koelend gedeelte

A.

W U aan van 30 ---2 --- • m

oe

/\ T 650 - 250C, ~ in = 57,4 . 106 3600 _---~15 2 m . A =

- - - =

A U 6T 30 x 35

Het totale oppervlak van de koeler-condensor maet dus minimaal gelijk zijn aan:

oppervlak deel A = 15 m2 oppervlak deel B

=

170 m2 totaal = 185 m2

Per strekkende meter heeft de condensor met 564 één-duims pijpen een koelend oppervlak van ongeveer 45 m2 .

Indien we de condensor een lengte geven van

4

m 50, dan krijgt hij een oppervlak van 202 m2 •

Overzicht Koeler-Condensor. In: hydedamp 0 1640 kg alde-l 700 kg water- 65 C. damp Uit: 1614 kg aldehydedamPJ 0 285 kg waterdamp 35 C 26 kg aldehyde 415 kg water

2340 kg/uur totaal. 2340 kg/uur totaal;

-Totale warmte-afvoer: 1110 • 106 J/uur.

Koelwaterverbruik: 53 ton/uur. ~Tkw = 50C.

Gemiddelde U berekend over de gehele koeler-condensor ij

=

65,5.

Berekend, benodigd oppervlak 185 m2 : Genomen 202 m2 .

6 passes aan de waterzijde, met 94 pijpen per pass. Totaal dus 564 pi jpen.

15 keerschotten voor de damp op 30 cm van elkaar geplaatst. Inwendige diameter van de condensor 91,5 . 10-2 m.

Lengte der pijpen in de condensor 4,5 m. Berekening Turbo-Compressor.

Voor de berekening van de turbo-compressor en de des-tillatiekolom nemen wij als voeding een gasmengsel,

be-staande uit 85% aceetaldehydedamp en 15% waterdamp. Indien wij isentropische compressie aannemen, dan is:

x-1

x P2

T2 =

(P1)

T1

=

35 C o

=

308 K. 0

P1 = 205 mm Hg. P2 = 1900 mm Hg en x

=

1,14.

We vinden hieruit voor T2 een temperatuur van 4050K. De temperatuursverhoging door de compressie is dus onge-veer 10000. Beschouwen we de compressor als een zuivere warmtepomp, dan vinden we voor het effectieve vermogen Pe:

P _e =

fJ

_m x C _p x ~T _{_}

100

hierin is: ~m =

8T

x 1640 kg/uur = 0,53 kg/sec.

Dus:

P = 0,5'30 'x 1,5 • 10'3 )( 102 9::1 80 K watt. e

De eisen aan de compressor gesteld zijn:

\

1> m'3/ uur •

Pin ~ 205 mm Hg= 0,27 atm. = 5000 vin

Puit ~ 1900 mm Hg = 2,5 atm. Tin = 3500.

Berekeni~Destillatiekolom.

Voor de berekening werd de methodevolgens~chon &

Savarit gekozen (10). Als voeding werd een gas genomen, bestaande uit 85% aceetaldehyde damp en 15% waterdamp bij een temperatuur van 1'3000.

Enthalpi~_berekenin.éL ya11:,_ de_ voedj.ng;

stelt voor de enthalpie van de zich in één kilo-gram gasmengsel bevindende H₂0.

stelt voor de enthalpie van de zich in één kilo-gram gasmengsel bevindende aldehyde.

=

~ ~

[1

~

128 Ä 540 + 2

~

0,46J = 100,3 kcal.

100

=

fto

x [0.522

~

20 x 137 + 110

~

0.36

J

= 158.9 kcal.

Dus

HF

= 259,3 kcal/kg.

Indien x voorstelt het gewichtspercentage aldehyde In het mengsel, dan is:

voor de voeding: x_f

=

0,85

voor het topprodu~ welke wij een zuiverheid willen geven van 99,5% : xd = 0,995 ;

en voor het bodemproduct waarin wij maximaal 0,5% 02H40 willen hebben: xb = 0,005.

Bij gebruik van open stoom met een warmte-inhoud van 700 kcal/kg vinden wij voor de samenstelling van de totale voeding niet: x_f

=

_{0,85 , maar xft}

=

0,837 (zie figuur V).

Wij vinden nu daar:

voor F = 1930 kg/uur en Ft

=

1960 kg/uur.

Daar dit verschil tussen

F

en Ft de hoeveelheid toegevoegde

stoom voorstelt vinden we voor het stoomverbruik van de

ko-lom: Stoomverbruik = 30 kg/uur.

Volgens de literatuur (3) gebruiken de Japanners voor

~e. destillatie geen stoom. Dit is volgens mij onmogelijk

indien men de verliezen in het bodemproduct kleiner dan

7%

wil houden.

Uit materiaalbalansen vinden we voor:

de product stroom D

₌

1647 kg/uur.

de spui stroom B

=

313 kg/uur.

Uit figuur no Y vinden we voor de reflux verhouding:

R

₌

1,94 D

Daar D

₌

1647 kg/uur is dus R

=

3190 kg/uur.

De hoeveelheid damp die de toren verlaat is dus gelijk

aan 3190 + 1647

=

4840 kg/uur. Deze 4840 kg/uur hebben een

volume van ongeveer 1130 m3 .

De dampstroom boven in de kolom is dus ongeveer

1130 m3/uur

=

~v.

.

f

-

4840 _ g/ 3

De dichtheid der gassen is. v - 1130 - 4,3 k m

De dichtheid van de vloeistof is gelijk aan die van zuiver aceetaldehyde, dus:

~l

= 0,7 . 103 kg/m3.

Souders en Brown (11) geven nu de volgende formule voor de toelaatbare gassnelheden in de lege kolom (Vd ):

V

d =

CV;>l -

/'v

J'v

Hierin is C een constante, welke afhankelijk is van de schotel-afstand. Indien wij een schotelafstand van 0,45 m

V d

=

0,05 x Verder is TC D

_---

2 4 QL_{7 . 10}

=

_{0,66 m/sec.} 4,3

Hieruit vinden we voor de diameter D van de kolom een waarde van 0,77 m. Om aan de ruime kant te blijven wordt een diameter genomen van:

D = 0,8 m.

Uit figuur V vinden we voor het minimaal aantal beno-digde theoretische schotels 6. Voor de werkelijke kolom zijn 15 schotels gekozen. Dit aantal is zo hoog gekozen, omdat zovele factoren de goede werking van de destillatie kunnen beïnvloeden.

Zo zal de destillatie afhankelijk zijn van:

a) de goede werking van de turbo-compressor,

voorna-melijk doordat bij variatie van de uitlaatdruk van de koeler-condensor de samenstelling van de voe-ding van de destillatiekolom zich eveneens wijzigt.

b) bij wijziging van de zuigdruk van de compressor

verandert de compressieverhouding, dus de tempera-tuur van de voeding. Immers de kolomdruk is con-stant.

c) de goede werking van de koeler-condensor. De

uit-laattemperatuur van de koeler-condensor bepaalt de verhouding aldehydedamp-waterdamp in de voeding voor de destillatiekolom.

We vinden . . . voor de totale hoogte van de destillatie-toren dus ongeveer 8 m.

H = 8 m.

De kolom is uitgevoerd met klokjesschotels. Daar we hier een destillatie hebben met hoge damp-belasting, zal volgens Boon (11) het schoorsteen-oppervlak ongeveer 15% moeten zijn van het totaal toren-oppervlak. Zo zal de val-pijp een oppervlak moeten hebben van ongeveer 8% van het torenoppervlak en de overstortrand een lengte moeten krijgen

van ongeveer 68% van de torendiameter.

Globaal berekend kr~gen we dan:

37 Klokjes per schotel met een schoorsteendiameter van

2":een valp~p met een doorsnede van ongeveer 400 cm2,

en een overstortrand-lengte van ongeveer 55 cm.

Berekening Condensor.

Uit figuur V vinden we voor de hoeveelheid af te

voe-ren warmte , per kilogram topproduct een waarde van 270

kcal/kg.

Dit geeft dus totaal 1640 )( 270

=

445 • 103 kcal/uur

= 517 • 103

w

.

De hOEveelheid koelwater vinden we uit

Ow

=

C.0

_m) ')( 4,18 . 103

~

~

T

k

kw w

o

Zouden wU

A

T

_kw = 5 stellen, volgt hieruit voor

C.0

m) kw per uur.

=

_5 ... , 1--:.7_. _1 ... 0_3_ 4,18 . 103 )0( 5

=

25,7 k~/sec.

=

89 ton

Willen we in de buizen een Re

=

104 , dan volgt

hier-uit, indien w~ ~~nduims p~pen nemen dus: D.

=

0,81"

=

2 . 10-2 m, voor het aantal benodigde

PDPe~

n:

hierin is =

/1

v Di = 104 Re ~ n = 4 7f. (,0m)kw

ft

en D· _l dus n

=

7t x 2 • 10-2 )( _10-3 '>< 104 :~ 160 pijpen.

Het totale oppervlak van de condensor vinden w~ uit:

A =

.0

w = 517 • 103

~

59 m2

Hierb~

hebben we aangenomen een U van 500

w~

en

een[A TJvan 17,5°C. m

I."",.

Met 160 p~pen, b~ toepassing van ~~n waterpass zou de lengte van de condensor bedragen: 4 m 65.

Indien w~ 2 waterpasses toepassen en de lengte van .de

condensor 3 m maken kunnen wij met minder p~pen toe. Het

water zal hierdoor sneller door de p~pen stromen, hetigeen

de warmte-overdracht ten goede komt. (De drukval worut echter iets hoger).

Wij vinden dan de volgende afmetingen voor de

conden-sar:

aantal pijpen per pass: 125

lengte der p~pen: 3 meter.

totaal 250.

inwendige diameter condensor: 0,6 ID.

---/

30

Literatuurlijst.

t

,

1. '\ Ullmanns ..fEncyklopädie der te chnischen Chemie , Band 3,

pag. 2 e. v •

vi

J

2. Kirk, R.E. and Othmer, D.F., EnCYCIOpe~a of Chemical Technology, vol. 1, pag. 32 e.v. ~

3.

~

Ind.Eng.Chem. 48 (1956) 1258-1262.

4. B.I.O.S. Final Report no 1049.

5. F.I.A.T. Final Report no 855. 6.

1

Ind.Eng.Chem. 26 (1939) 1178.

7·

J

Chem.Eng.Sc.

2

(1954) 215·

8. "General Discussion on Heat Transfer",

The Institution of Mechanical Engineers , The

American Society of Mechanical Engineers (1951)

1 - 11.

9. Kern, Donald Q., Process Heat Transfer.

V

J

10. Coulson, J .lVl. and Richardson, J .F., Chemical

Engineering, Vol. 11, pp. 659 e.v.

v

V

11. Collegedictaat "Chemische Werktuigenll

11, prof. ir E.F.Boon, blz. 89.

---1_(

'.-'

-e

, _ --I

j

""> , I "'

,

f\~

:,

, -JO . ! I

I

~

:ol

'

J

-.

~

-.

®

'1: 1 ' , J ./ '

--t

-J

~

..

--J

~ ~ ~ , .1

,

..

~

...

~ ~ ~

J

4J3

, , I. _ ., F

"

I

4

1

.

> '/ $ -4( 5-' )

'

.

,'"

en Ü' ~-., -0 r-- (l) L I c _c.J

t:

CD w [ LIJ E c '" -' _>-'" 0