Berekening van een H2SO4 concentratie-inrichting

•

LIT.2RATUlJRLlJST.

1

//1'1

II

" _ _ iiii"l

1. lnorganic ~rocess ~ndustries .Me .Mi11ah p. 228

J

2l.l.nd • .t:.:ng.Chem.

~,3t$rl

- 39u, {1943j

/ 3. "Chem. Met. lillg. 4~, 144 - 147,

Jji,r<""

/ '

4.

V

\,;hem. Met. l:;ng. 53, 13B - 141,

~

~

.

b. british

~atent.

b36322 (1941) \.1941) ~1946) M.J. Ka10us V

~'

in/

'

6. \,;hemiea1

l!;

ng~eers

i Handbook, u .H.

~erry

t/

7. J:.:;lements of c.:hemiea1 .t.:ngeneer ing vadger c:sc Mae \,;abe

j

I ,

.

I I' I ,"

L

Berekening van een H₂S0

4 concentratie-inrichting A.P. Bally

~ 'J ~ 1:1

~

~

r

I.{<JO Ja. J{". JiD Jz. ho "'D .1.1-0 Ilo ,-' "

..

,

.-..

J l 1 J

t-n

. - ' ' " " , -..-'

.

" ,-' .

,-'

.... - - - - -,,\ - . - - r - · ·

-'

.-~.

-"

[

\ ,-,.-"-" :

\

-,~,,'-' f -1 '\ : ,\, " " ",f .' / t r

..

r J ", ,

,

i f ) - - ";'-~-;:'jl .~ .. ~ .... +---t • I ", /; ~'fu

oe

'.3

~ ftl!:, L.9o,

₉

r S-r Jrs-

₉

_{0 17} 3~r d'r

_tiJ

L<;~ _tPo .I. l I ' l

₇

r

I /Ir

₁

0 d,r I r l

Ir

0 IVo

h

() 130

rr

0 /.z .3 _{JO 0} /itl _I/r () I/y _yo 0 /10

Jr

0 I rl' Jo 0 106 U 0 toy'

4

(/ 10"- 10 .p

tJ.·'?f

~

4..

,.. .

•

~

,-!

J I J

!

I

. ' I f j f f I

~ ~

"

"

~

I

CI/5 D/V OU' ~/6

91

IJlt! ()./g AM. a.u D.tl. D.l.3 - --~---t--. ,. , 'I --- -~ .... ---'T-.--.~~ ~~ ~ oo,&" ~400~ ot;..-~ •• _ ~ ""- ~. "

...

--- -: ··'~ .. l j • '. _.1 ,I

1/

fJ 11~ 6 J" S"'fa r!"o

1

na tl1°

t

l.ro Slo Ih' .t7° ,(. .30 -c- Nfo t\~. ~ro //0 1 / I

i

f

1

S'é ....

t

stoo-.,. 1/11"C.

1

I

~

. I

f

I I

..

;-1--;I

.---~---"-Concentreren van verdund zwavelzuur.

Eespreking van enkele methoden.

De petroleumindustrie is één van de grootste verbruikers van H_{2S0 4}, voor raffinage en alkylering.

H t~vJÎ, ."~".Deze industrie verbruikte in 1946 1 millioen ton H₂S0

4

'P' (ui t gedrukt in

100

~~

-

"t~

,

dat is 11,5,; van het totale w

ereld-verbruik.

Veel moeilijkheden werden ondervonden bij het concentreren van het · verbruikte H_{2S0 4} en bij de terugwilming van zwavelzuren

uit oliebrei, daar afvalzuur niet in kanalen gespuid mag w

or-den en S02 of S03 gassen niet in de lucht geblazen mogen wor-den.

De hinderv/et schrijft voor het maximum S02 gehalte, dat de rook- en afvoergassen mogen bevatten. .

Ook al is het niet economisch, dan moet men toch het afvalzuur

concentreren.

Methode 1.

De H

2S0

4

-brei wordt met petroleumcokes gemengd en

lang-zaam verhit in een draaiende oven. De koolstof van de

koolwa-terstoffen in de brei reduceren het H_2S0

4

tot 802 en cokes

blijft achter.

Afvalzuur van het alkyleren wordt direct verbrand tot S02.

Tege.lijkert1jd wordt S verbrand om een hoger

fa

S02 in

het gas te krijgen. Na zuivering wordt het 302 mp de gewone wijze in _H2S0

4

omgezet.

Zie voor deze beide methoden (3).

2. _{De H2S0}

4

-brei wordt met water verdund, geroerd en verhit door

stoom van 3 -

7

atm. in te leiden, totdat een emulsie zich

afscheid t. De zuurlaag wordt af gelaten ~n bevat 35 _ 601~ H₂SO

4.

Bij een dikke brei maximaal

40

%

_H2S0

₄

in de zuurlaag.

De zuurlaag wordt meestal tot ongeveer 90% geconcentreerd.

Hogere concentraties worden meestal gemaakt door toevoeging

van oleum of met S03.

3. _{Het afvalzuur wordt met Fe2}0

3 gemengd en gedroogd tot FeS0

4

o aq.

Dit FeS0

4

0 aq. wordt gemengd met koolstof en pyriet en in een

oven gebrand. De ontstane S03-gassen worden door koolstof

ge-reduceerd tot _{8°2- Na zuivering wordt} het S02-gas op de bekende

wijze o~ezet in _H2S04 (zie

4).

Cascade-systeem.

Dit systeem is~eel verlaten. Het verdunde zuur bevindt zich

in bakken van . ~tenen. De bakken zijn boven elkaar

ge-plaatst in 2UurvaS"tè-S=téïi-èn. Hete verbrandingsgassen

circule-ren onder de pannen, dus worden de pannen ind~rect verhit. Het

verdunde zuur stroomt van boven naar beneden en wordt zo geco~

-2-1)

Vooraee~ van deze methode is, dat geen inerte gassen in contact

A komen met het kokende zuur, waa.rdoor geen zuurnevels gevormd

wordell en het verlies in een §oed uitgevoerde en goed werkende

fabriek peperkt wordt tot ü,5?o, mits het zuur geen koolwate~

storfen bevat.

Nadelen van deze methode zijn: de slechte warmte overdracht

van de verbrandingsgassen aan het zuur door de dikke

§ie~ijz~-17

~wanden

en Pijpen/n en daardoor betrekkelijk kleine capaci-teit. l~imum 20 to dag. Verder zijn de bakken beperkt in grootte, omdat gieten van grote bakken moeilijk gaat.

We kunnen dus zeggen, dat er geen grote bakken gebruikt moeten

worden van gietijzer met vuurvast materiaal bekleed, omdat de

warmte overdracht zeer slecht wordt.

TensLotte is de levensduur van-bakken maximaal twee jaar tenge-

_,

volge van corrosie en breuk.

5.

Toren systeem.

De toren is gevuld met zuurvast materiaal of met schotels.

Hete verbrandingsgassen in tegenstroom in de toren door het

zuur laten stromen.

Deze methode werkt goed met zuiver v'erdund _H2S0

4• Indien kool-waterstoffen aanwezig zijn, dan niet te ver concentreren, want

dan treedt oxydatie op en de on-iJstane gassen 0°₂, 802 etc. ge-ven nevels.

Dit probleem opgelost door een continue 2-traps proces

(Chemi-co en Heckenbleikner).

De verbrandingsgassen worden door een zuurbad geblazen. De

gassen, die uit dit zuurbad komen bestaan uit

verbrandingsgas-sen en waterdamp (in evenwicht met het zuur). .

Ptotaal = Pgas + ~20·

. Bij dezelfde druk correspondeert de partiele waterdampspanning met een temperatuur, welke lager is dau die, waarbij de water -damp alleen aanwezig zou zijn. Dit is dus als het ware een verdamping onder een gedeeltelijk vacuum.

De hete gassen worden even onder het oppervlak van het zuur ge-blazen ensJ~jgen daarna op in een toren, waarin in

tegen-stroom het-verdunde zuur verhit wordt en het water eruit

ver-d~yt. In deze eerste trap wordt het zuur geconcentreerd van 357:- 651'.

In deze tor~n worden de meeste koolwaterstoffen geoxydeerd en

gas ontwijk1;. De afgescheiden koolmassa wordt dan eerst

ver-wijderd, voordat het zuur in de tweede toren wordt gevoerd.

Daar wordt het tot

ö7

%

geconcentreerd. Zuiver verdund zuur

word-t op deze manier geconcentreerd tot 93%.

De nevels van beide torens worden met een OottreIl installatie neergeslagen. De systemen Gaillard en Kessler werken zo.

6. Drum-methode.

Deze methode wordt veel toegepast. In plaats van twee torens

heeft llien hier twee concentreerbakken. De warme

verbrandings-gassen (6000_{0) borrelen onder het vloeistof oppervlak van bak}

1 e~erwijderen zo net water. De dampen en gassen afkomstig

van bak I borrelen door bak 2, die meer verdund zuur bevat.

Ook lrunnen verbrandingsgassen direct in de 2e bak gebracht worden.

De dampen en gass~l uit bak 2 worden in een uak met het meest verdunde _H2S0

₄

geleid. Deze uak wordt gekoeld.

-3-De nevels worden tenslotte met een Cottrell installatie g

e-scheiden.

Het verdunde zuur komt in de gekoelde bak en gaat via bak 2 naar bak 1. Indien ziCi:1 veel brei afzet in bak 2, dan wordt

dit eerst verwijderd, voordat het~naar bak 1 gaat.

Door de goede warmte overdracllt , door de Harme gassen d.irect door de vloeistof te laten borrelen is het niet; nodig om

to-rens "te gebruil-cen voor de uiteindelijke 1weli116 van ilet gas.

Een voordeel van de methoden, waarbij het zuur in direct

con-tact kourt lllet verbrandings- en (of) iner"~e bassen, is, dat er een goede warmte overdracht lJlaats heeft, waardoor de appara-tuur een kleinere OillVal~ heeft voor een zeIlde capaciteit.

Grote eenheden leveren 100 ton per dag. Het materiaal bestaat ui t staal en lood bekleed met zuurvaste stenen. Omda-i; het zuur alleen in contact is met de hoobwaardige zuurbestendige stenen, heeft het apparaat een lange levensduur. Een groot nadeel is de nevelvorming die old;reedt. De nevel gaat met de rookgassen de lucht in, dat een verlies betekent en bovendien een ongemak

is voor de omgeving. Indien de rookgassen S02 bevatten, afko~

stig van de oxydatie van organisch materiaal, dan kan dit niet

economisch gewonnen worden en daar de electrische Cottrells geen volledige scheiding geven, moet dit als een verlies

be-schouwd worden.

Dus de rookgassen bevatten altijd H_2S0

4

en S02 damp, wat,

zoals boven reeds is beschreven nadelig is voor de omgeving.

Op deze manier maximaal tot 92- 9 37~ H?S04 te concentreren, bij hogere concentratie groot S02 verlies.

7.

Flash-rilm methode.

Met deze methode concentreert men het zuur, door het langs

een wand te laten lopen vvelke verl1it wordt bv. met stoom.

Deze wijze van concentreren kan eventueel onder vacuum geschie-den.

(S. Concentreren onder vacuuUl.

!ndien lilen onder vacuum werkt, is de tem.i:leratuur bij het con-centreren .Lager. Di"~ heeft tO"~ voordeel, dat er minder

corro-sie optreedt en lllnder verlies door ont.leding van organisch

materiaal. De warlilte c;e.leidir16 .levert beell bezwaar op, deze moe t; juist voori,:oilien worden. Bij de Simollson-lviantius verdamper

wordt stoom in het zuur geleid door een loden pijp. Vacuum

word t olLderhouden wet een stOOlLl ej ector en een barometrische

valbuis. Om tot een 110ge1'e concentratie te koraen kan stoom van hogere -temperatuur gebruikt 'norden. De stoom wordt via radiale

buizen in het zuur {:;ebracl1t .

Nadeel van deze wetnode is, de hoge kosten voor de grote hoe-veelheden water om het vaCUUIil te onderhouden.

9. Concen~reren iliet benulp van oververhitte stoom onder atmosphe-risChe dru..k.

Alvorens bovenstaand proces te bescl~ijven eerst iets over de

vorming van zuurneve.ls. "\'Janneer hete inerte gassen 1.n contact

.komen meJtj .ko.kellu sterk zuur, dan worden z1j met waterdamp en

H₂S0

4-damp verzadigd. Ze bewegen zich in tegenstroom door het

zwakkere en koe.lere zuur, "v'vs.ardoor de _H2S0

4-damp gecondenseerd

- - -

-Een deel van de zuur damp condenseert echter zo vlug, dat er zeer kleine zuurdruppeltties gevormd wor-den, doch die in ver-houding tot de gas- en watermoleculen, wa~in zij gesuspen-deerd zijn, geweldig groot zijn.

Wanneer deze dIUppeltjes zich l~zaam bewegen, is er weinig kans, dat zij watermoleculen ontmoeten, (omdat de dIU ppel~j es omgeven zijn door zeer veel gasmoleculen), om geabsorbeerd te worden, waardoor grotere druppels zwak zuur g.evormd worden, die gemakkelijk gescheiden kunnen w~den.

Bij methode 4 komt het inerte gas niet in contact met het ko-kende zuur, zuurmoleculen kunnen hier gemakkelijk watermolecu-len ontmoeten, H~4-damp kan condenseren in de vorm vaI}Zwak-ker zuur en geen nevels worden gevormd.

Indien warmte direct kon worden toegevoerd aan het zuur door een heet gas, waarin de vorming van zuurnevels onmogelijk is, dan zou zowel de methode met bakken als de methode met de di-recte verwarming met inerte gassen voordelen opleveren, zonder enige nadelen.

Een geschikt gas voor dit doel is oververhitte stoom.

De stoom kan gemakkelijk op een hoge temperatuur gebracht

wor-den, terwijl de vorming van nevels onmogelijk is, daar geen inerte gas~en aanwezig zijn.

Zie (2), (5), schema.

stoom circuIeert door middel van een rott s-blower dqor de, voorwarmer, oververhitter, concentreerbak en daarna door de concentreerbak.

De oververhitte stoom worut in direct contact met het zuur in de concentreerbak gebracht; de stoom geeft veel warmte af, waardoor het zuur gaat koken.

De stoom en zuurdanpen die de concentreerbak verlaten, béwegen zich in tegenstroom door het verdunde zuur in een opgevulde ter-en, de zuurdampen condenseren en het zwakke zuur wcrdt ver-hit en tot een zekere mate geconcentreerd, zonder de vorming van zuurnevels, daar er geen inert gas aanwezig is.

De dampen verlaten de toren, waar dus de zuurdanpen condense-ren en het verdunde zuur verhit wordt, van boven en zij bevat-ten slechts weinig oververhitte stoom zonder zuurdmpen (de partiele dru k van H~4 tot 1400 _{C is nul) en vr ij van} zuur-nevels.

Zuurs~tten worden verwi.iderd door een spatvanger, die met ringen is opgevuld. De damp, die dus de spatvanger verlaat bevat alleen stoom, gaat via de roots-blav.er naar de Ol

erver-hi tter.

Een hoeveelheid stoom, ontstéan door het concentreren van het verdunde zuur wordt door midael van een ventiel afgelaten in de buitenlucht of kan gecondenseerd wordeqbf wordt gebruikt om het zuur voor te warmen.

Het geconcentreerde zuur stroomt in een ontvangbak, waar het zuur gekoeld wordt. De OIlerverhitters worden verwarmd. doer verbranding of van gassen, of van stookolie of van vaste brandsw1'. De lucht nodig voor de verbranding wordt voorver-warmd door de rookgassen in de warmte uitwisselaar.

Oververhitte stoom in direct contact met donker gekleurd, kokend sterk zwavelzuur oefent een ontkleurehde werking ujL op het zuur, dat is dus nog een voor«eel van deze methaie.

-5-Zuurbestendigheid van materialen.

Deze hangt af van de temperatuur en concentratie van het H2S04 en bovendien van de hoeveelheid opgelost 02 en oxyderende

stoffen,die in het zuur aanwez~ zijn. I

Door stroming van het zuur, Kan de beschermende laag verwijderd worden en in verband met het doel, _{waarvoor H2S04 gebruikt wordt,} I is de matef'iaalkeuze van belang.

Verdund H2S04 is een sterk zuur, vooral bij metalen, waarvan de sulfaten oplosbaar zijn.

Geconcentreerd H2S04 is, vooral warm, een ste~ oxyderend zuur. De gevormde sulfaten zijn in geconcentreerd H2S04 niet goed

oplosbaar.

In het algemeen gebruikt men voor oleum war.m 93 - 100% H2S04 koud 11 11 warm 75 - 93% " koud ti • H2S04 75% Lood. staal gegoten ijzer staal - gegoten ijzer of lood lood staal

~wordt gebruikt voor koud H2S04 tot 93%, voor warm H2S04 tot

80%.

Het is voor geconcentreerd H2S04 en oleum niet te gebruiken, om-dat de beschermende laag verdwijnt door vorming van bisulfaat

(dit is beter oplosbaar dan PSS04).

Telluur-lood is sterker en taaier, het bevat 0,05 - 0,1% Te. Antimoon lood (5 - 15% Sb) is harder dan lood en wordt voor

pompen, blowers en afs~uiters gemaakt.

Het l S minder resistent tegen corrosie dan zuiver Pb. De weerstand neemt af met dalend Sb-%.

IJzer.

Gegoten ijzer en staal worden door verdund zuur aangetast.

Geconcentreerd zuur vormt een bescher.mende laag, die het metaal beschermt, mits er geen scheuren optreden of dat de laag niet weggewassen wordt.

H2S04 van 78% is in staal te gebruiken tot een temperatuur van 500

c.

Gegoten ijzer is chemisch resistenter, doch mechanisch minder resistent dan staal.

Gegoten ij zep met Ni is zeer verdienstelijk in gebruik.

Si - Fe alliage (15% Si) heet Duriron of Corrosiron.

Het wordt gegoten. Van deze alliage is het vérlie. 0,02% per maand bij 40$ H2S04 van 1000

c.

Het is bestendig tegen alle zuren onder 98% bij alle tempera-tunen. Het wordt uitgebreid gebruikt, vooral wanneer jtÎtrw se dampen aanwezig zijn, zowel voor pijpen, als voor mechanisch' apparatuur.

I

Gegoten ijzer en Si - Fe alliage met een hoog Si-gehalte zijn niet geschikt voor oleum of S03

- - -

-~

~

Speciale a11ieges. S-

I

Fe-Ni-C. a1liages (18% Cf , 8% ~i) van het roestvrije staal-type zijn bestendig tegen 1uchtbevattend

ZUUr,

echter niet wanneer het zuur 1ucPtvrij is of kookt.

Hastelloy-D (85% Ni). Dit alliage heeft een grote weerstand,

/

' doch is ~.

Monel-metaal. Bestendig voor lagere concentraties. Niet-metalen.

Hout, is bestendig tegen 2 - 10% zuur met een maximum-tempera-tuur van &)0

c.

Keramisch materiaal wordt gebruikt voor warm geconcentreerd

zuur. Deze zuurbestendigakeramische materialen bevatten veel Si en weinig andere oplosbare oxyden.

Het cement om deze stenen te metselen bestaat uit gepoederd Si, aangelengd met een Na2Si03-oplossiQg, waarvan de alkali later door het zuur wordt weggenomen, zodat alleen het Si overblijft.

Gesinteerd Si wordt voor laboratorium-doeleinden gebruikt of voor kleine cascade concentraerbakjes.

Rubber.

Voor verdunde zuren gebruikt men ook, met rubber beschermd materiaal of hardrubber pijpen.

Diversen.

o.a. koolpijpen, deze zijn inert, behalve onder oxydatieve om-standighedEln.

Synthetische harsen als berschermd materiaal.

•

Capaci tei t van de concen'iïreer instaLlatie. Deze bedraagj 4ü.uuu ton 94~,G - H

2S04

per jaar ui t 4ü~'~ afva~zwaveLzuur (zonder

veront:r:einig111t;enj

Het 1j4?o zuur .!:wokt b~j ~ö4° C.

De daillpen in evenwicht' met kOkend 947~ zuur bevatten 46i'; H

2SO 4 en )45; H2ü ( dit

zijn gew~chtsprocenten.l~ie q/",,!;.Ic Ij

Voor iedere kg. oververhitte stoom is de

totale hoeveeLheid waterdamp boven 11et

zuur: (1 + x) kg. De hoeveeLheid

ver-daill~H2S04

='

~~

(.l + x) kg = U,ö5 (1 + x) kg.

Volgens het bovenstaande kunnen we zeg-gen dat U,ÖJ~(l + x)

=

9~

x = ü,U~7 kg verdampt _H2U.

U,Ö) x 1,UJI = O ,~U kg verdampt H

2S0₄•

Temperatuur van het bad iÖ 2ö4° C. Verdamyingswarmte bij ~ö4 C van water

362 Cal/kg Verdal'ü};l111gsWal'ILlte bij 2ö4° C van H₂S0

4 = 126 Cal/kg. Schatten we de stoom-temperatuur op öUU o dan J.8 de gem/Jddelde S"fi/!f~jke warmte

van 3uu - öUU = U, 4ö •

v-.l Kg stoom moet dus aal.L a . aanvoeren U,U~I x 362

=

2u,6 cal

Ü,~U x 126

=

.l.lJ,4 ca.l .l34,u cal

C,

S-t;;e.L de stooratemperatuur t, dan is de afgesJGane warmte van de stoom (t - ~(4) x 0, 4ü. Dit is ge.li jk aan 134 cal. t"" =~

JÖUo

c.

0

De s.w. van 199 stoom van 3Uu - 6UUo =

U,4Öö. Dus de verge.l1jÄ1ng wordt nu

~ (t - ~ö4j x u,4öö = 134,u. t = ~J~o C.

/ / ~/ '

~ Uit 1 kg H

2S0 4 (4U%) ontstaat 425,~ g

H

2S04 (94?';).

Voor een productie van 4u.uuu ton H₂S0 4 '94 ") h' b d' 4u.uuu t

\ ~o e ben we no ~g 0,4259 on

=

94.000 ton _H2S04 (4û%) per jaar. Er moet dus (94.OUU - 4U.üuU) ton =

J4.uuu ton water uit het verdunde zuur

verwijderd worden. 6

Deze hOev&e~heidbevat J4.1Uo x 639 =

Warmte balans van de toren. Stoom 4v't~ zuur n 1t damp LUVo circulatiestoom lUVo 941~ zuur 2ö4°

COllC en 1ira~~i e-vvaJ.'lllte u1-lis trall.ng

g

~

C

Warmtel.nb.oud van 94/~ zuur. GellÛdde.1de s.w. van ~4~o - _H2S0

4 van v - 2ö4° C = u,352 Cal/tg. WarIIIlillnhoud van J4.UUU ton wl:i.tE:rclalll1J.

Deze hoevee1helg bevat ö

~4.LV x

639

= 34~.lU

Cal.,

waarbij de warmte-1nhoud van .1 k~ waterdamp ul.j 1 atlli. b3~ Cal. ls.

EcOllOllUSCh iS .i:le~ i.J~-i;er oru llet zwak..t\:e zuur voor te warmen

tot ongeveer .LVV C, 01° met warm geconcentreerd H

2SO 4 o:r met

waterdamp van .1 atm.

Daarvgor lS nodlg, als we tot; ~Jo C wl..1Len voorwarmen:

~4.LLJ x (~5 - ~u) x O.,t>~J = 4:1U~ • .LLJb CaL. 0

Kamertemp. = 2v o C. S.vV. L kg 4V70 H. SO van 2v - ~,~ = U,b~'.

Indl.en we de warmte van gecollcentre~rd4xi2s04 zouden benatten,

dan .lrunnen we maxl.maa.L + 4UVV.LUb Cal. benutten. Dit is te

weinig. We kunnen dus beter de Waterdamp gebruiken.

Bovendien stroomt het geconcentreerde zuur zeer langzaam in

de afvoerbak, zodat de warmte-overdracht zeer klein is. Indien men voorwarmt met waterdamp en alleen de condensatie

warmte benut, d~ kunnen we besc~kken over

54.10 x 539

=

29106.10 Cal.

Dit is ruim voldoende om het zwakke zuur voor te warmen tot 950 _{C. Een deel van de condensatie warmte wordt dus benut.}

Het overgro~\te deel van de waterdamp kan in de lucht

ver-dwijnen.

Het is niet nodig om deze warmte uitwisselaar te isoleren,

om-dat we toch een overmaat aan warmte hebben.

Ongeveer 1/6 deel van de waterdamp condenseert d.i. 1/6 x 54.000 ton = 9000 ton/jaar.

Indien men in de fabriek nog meer dan 9000 ton warm water van

1000 _{C nodig heeft, dan kan ~en de overmaat niet}

gecondenseer-de stoom nog benutten (b.v. voor douches, verwarming of om

andere vloeistoffen voor te warmen). 6

Er

gaan dus (29106 - 4900) 10 6 Cal.

==

ong. 24000. 10 Cal. per jaar verloren in de vorm van latente warmte.

We beschouwen dan niet 't aantal calori~n in water van 1000

c.

Aangezien de waterdamp het grootste aantal Calori~n bevat

ver-geleken met het zuur, gaat dus de meeste warmte van de steen-kool door deze waterdamp verloren.

1 kg steenkool heeft een verbrandingswaarde van o~eveer 8000 Cal/kg. Stel rgndement van de verbranding 100%.

Voor deze 24.000.10 Cal. is ongeveer 3000 ton steenkool no-dig. Er gaat dus 3000 x 30

=

ong.f. 100.000 aan latente

warmte verloren. Met de verbrande steenkool produceren we dus

-9-Het zou dus voordel~ zijn om dit bedrijf te koppelen aan één welke lage drukstoom nodig heeft, b.v. een watergasinstalla-tie.

Indien men de oven zou stoken met watergas, dan is het zeer goed mogelijk om de afgewerkte stoom hiervoor te gebruiken, zodat het totale thermisch rendement aanzienlijk verbeterd wordt.

De meeste fabrieken zijn verplicht, zoals reeds eerder is be-schreven, hun afvalzuur op te werken, ook al zou dit met een verlies gepaard gaan.

Een fabriek als boven gewchetst, behoeft echter niet met ver-lies te werken.

De kosten immers van afgewerkt H2S04 zijn nihil. De totale productie is 40.000 ton per jaar.

1 ton H2S04 (94%) kost f. 60,--.

Opbrengst per jaar: f. 11 2.400.000,--.

Het ver~ies van

f.

100.000,-- is dus 4% van de opbrengst. Berekening van de warmteuitwiaselaar om H2§Q4 (40%) met atoom

tot 95% op te warmen.

H2S0~ in de pijpen, stoom om de pijpen.

Per Jaar wordt 94.000 ton zuur (40%) verwerkt. Dat is

10.730 kg/uur. 0

Deze hoeveelheid wordt voorverwarmd van 20 C - 950 _C.

Gemiddelde s.w. van H2S04 (40)>1 in het temperatuurgebied van

200 - 950 C is 0,695 •

De hoeveelheid warmte q is dan.

q

=

10.730 x 0,696 x (95-20) : 559.300 Cal/uur. Om de oppervlakte 0 te leren kennen, gaan we uit van de bena-derde for.mule q

=

0

x

U

x

~t

4t

=

logarithmisch gemiddelde temperatuur ~erschil

=

=

80

-

5 • 75

=

27,10

c.

t(~o~ 1₁16 4 x 2,303 x 0,301

U

•

overall-coefficiënt, en voor het gehele temp.gebied con-stand verondersteld.

Voor condenserende stoom tegen vloeistof bedraagt U in het al-gemeen: 150 - BOO B.T.U. it/sq.ft./OF.

(150 - 800)~ 4.86 Cal/h!Jlü;!/OC. 700 - 3800

We nemen b.V.

02:OO.559300 _{- 2900 x}

_27,1

_•

_{7,1 m2.}

Deze oppervlakte hebgen we nodig om de verdunde H2S04 tot 950 _C op te warmen.

We gaan nu na, welke diameter de pijpen moeten hebben. Nemen we b.v. ~ .. pijp. inwendige diameters 0,62211

=

0,622 x 2,54 cm

=

1,58 cm. h

=

lengte pijp.

Nu moet "TT x ar x h

=

S,l m2 zijn h

=

143 m

Voor een goede warmte Olerdracht is het nodig, dat de stroming in de buizen turculent is. Dus Re

>

4000.

I.

7

- - - -- - - . ,

-lQ-Aangezien de viscositeit bi~ lage temperatuur het grootst is (n.m. I. voor 40% H2S04 bij GO C:I 3,4 centipoise) moeten we Het reynoldsgetal bij lage temperatuur berekenen, om zeker te weten dat de stroming bij hogere temperatuur ook turculent is. Indien we één buis nemen van 143 m lang, dan is de stroming ze-ker turoulent bij 200 C.

Re • Di VS • 0,0158 x 42000 x 1304 •

!

70000.

U 12,24

na

=

inwendige diameter

=

0,0158

s .. s.g.

=

1304 kg/m3

~ • viscositeit bij 200 _{C • 3,4 centipoise • 3,4 x 3,6}

=

12,24 kgl.m.h. .

10730 kg7uur komt overeen met 8,3

m3/h.

Oppervlakte van de doorsnede van de p&jPI

3,14 x 0,00792

=

0,000195 m2

v

=

snelheid. 8,3 - 42000 m/h. 0,000196

-Indien we een aantal buizen parallel schakelen, dan moeten we·

om een redelijke afmeting te krijgen b.v. 40 buizen van 3,5 m lengte nemen. Het blijkt nu, dat al bij 24 buizen van 5,5 m, de stroming al niet meer turculent is. Het Re getal is dan .. 2500. Dus bij 40 buizen zeker niet turbulent.

Bij 12 pijpen van 11 m zou de stroom turbulent zijn.

Re - 5000. De afmetingen van zo'n uitwisselaar zijn echter niet redelijk meer nl. 11 meter hoog bij ongeveer 3 dm diameter. Voor 1" pijp: We vinden voor h • 80 m.

Met ~~n pijp van 80 m zeker turbulentie.

met 40 pijpen van 2 m vinden we voor Re • 1000

---~ .2.!' pijpen van 4 m . Re :: 2000.

10 pi.1pen van 8 m, dus Re . 4000. De afmetingen zijn dan weer niet goed.

2" pijp. Hier vinden we voor h • 45 m.

Re getal ti 450, dus te klein, voor 20 pijpen van

2,25 m.

Bij Re • 4500, dan 2 pijpen v~ 22,5 m. 3U _{pijp h • 27 m.}

5- pijp h

=

16 m. Bij beide He te klein wannee~e meerdere pi.ipen nemen. 11

8" pijp inwendige diameter, 8,125 _ .

x 8,125 x 2,54 x h

=

71.000.

h • 11 m.

Berekening rle-getal Re -

Qï§

U

10730 kg/uur komt overeen met 8,3 m3/h. Oppervlakte van de doorsnede van de buis

=

3,14 x 10,3 x 10,3

=

0,03 m2 104

. 8 3

..

-11-. r

Viscositeit bij 200

cO,

JU

=

3,4 centipoise • 12,26 ~/m.h.

s • s.g.

=

1304 ~/m3

Di • inwendige àiameter • 0,2 m. Re. 0,2 x 277 x 1a:>0 _ 50' 00

, 12,24 - •

Daar de viscositeit snel afneemt bij hogere temperatuur, is

Rc..>

5000, dus steeds turbulente stroming van het zuur.

We zien dus, dat we bij buizen van 1 - 8" geen parallelstro-ming kunnen toepassen. 'Bij de kleinere diameters gaat dit nog wel, maar we krijgen dan onevenrMige verhoudingen van de warmteuitwisselaars.

We moeten dus é'n pijp gebruiken. Aangezien de lengte van de pijpen van 1 - 8" steeds afneemt, hebben we de laatste pijp-diameter gekozen.

Oppervlakkig berekend hebben we dus één 8U _{buis van 11 m nodig.}

Voor buismateriaal komen in aanmerking lood en silicium staal. Beide zijn bestendig tegen H2S0~ (4Cf~) bij 1000C.

We nemen silicium-staal, daar d1t veel sterker is.

Si-Fe alliage/l5% Si heet Duriron. Dit materiaal. wordt alleen

• gegoten. Ver.L ies per maand is 0,02% bij 40% H2S04 van 1000 _C.

/ / Berekening van h 11 film coefficiënt van 40% - H2S04 bij 200

c.

VO,8S0,8ko,6C 0,4

h

=

0,0226 0 2 P

Di ' )J.

0,4

Deze formule geldt voor stroming in buizen bij het opwannen.

Di - 0,206 m. ,.iJ

k • warmte geleidbaarheid a2S04 bij 200_C

=

_{0,4l7 Ca1/m2J.Ocr~.}

v.

277

m/h.

1.;

s • 1300 kg/ma

fo20o • 12,24 kgJm.h.

cp • soortelijke warmte bij constante ~k

=

0,678 Cal/~. OC.

h • 169. dit geldt voor 200 _C.

tv

Uit figuur 2 blijkt, dat de viscositeit niet regelmatig linea~

afneemt met de temperatuur pus ook U niet. In de grafiek is

een knik bij 450 _{C. Daarom moet de Koeler in 2 delen ge~ litst}

worden. Voor ieder deel waarin de viscositeit met linea~ af-neemt moeten we àe overall-coefficiënt berekenen, en dus ook de film-coe:t'ficiënten.

,~ Bij 460_{C treedt een discontinuiteit op in de viscositeit, dus}

/r~ ~U.

J~~

.

h van H2504 (40$) bij 45° C. ~

!3::t

.

~JF

~?

~':e~:=e:8g::i=:pt::"

..

!~iU~i=O~

ia U,?,

I

k4s.

0,410 cal/m.t. •

e

hpl.

1

I vs

=

1300 x

23

7 kg .m2h

'I

.A5

•

4.79 kg,m uur , Cp • 0,685 cal!kgOC n __ O _ 0 0225 2770,8 1300°,8 0,403°,6 0,7°,4

=

282 • • ~, 0,2060,2 2,70,4

·~---

-

-12-We gebruiken een horizontale koeler, waarvoor geldt h • 0,725fj3 852 g r

/ n::lL t.' waarin h • verdampingswarmte

I

'7

~ A bij 1 at. A

I fteze formul.e geldt, als ove~SlEL h~le~~e:r'v~!l~~_ een filmlaag

/ ~s. Het is nooit geheel het geval, zodat--ll-altijd groteJ:t,l.s. Bij toepassing

van

deze fonnule zijn we dus altijd veilig

At • temp.verschil tussen stoom en de gemiddelde tempe-ratuur van het condensaat.

We nemen als eerste benadering aan, dat de fi~ weerstand van de stoom ongeveer gel.ijk is aan die van het H2S04. De tempe-9tunr l van het metaaL is dans

~- temp.stoom_t temp.H2S04 100

+

~ 0

2 • 2

=

60 C.

De temperatuur van de film zal. dan tussen 600 _{en 100}0 _C

liggen. We nemen aooc aan. coi!.

kao0c

•

0,593 Cal/m2/Clhtm

=

warmte geleidbaarheid van film-condensaat.

Sj •

0,971 ~/m3

=

dichtheid film condensaat

g

=

1.,271Oa~m/h2 • versnelling van de zwaartekracht.

r

=

538,7 Cal/kg (verdampingswarmte water) Du • 0,219 m • uitwendige diameter.

Uf • 0,3565 cehtipoise

=

1,283 kg/m.h

=

viscositeit film cona densaat AT

=

1000 - 6O~O~.~40~O~C~.~ __ ~ __________ ~ ______ __

L/ 3 2 8

h • 0,725 0,593 x 971,8 x 1,27 x 10 x 538,7 4270

0,~1.9 x 1,283 x 40 • •

De.Aanname, dat de weerstand van de H2S04 film gelijk is aan de weerstand van de gecondenseerde stoomfilm blijkt ui~ de bere-kening van de beide h's bij 20°C fout te zijn.

Bstoom is dus 25 maal zo groot, d.w.z. de weerstand van de H2804-film is ongeveer 25 x 20 groot als die van de stoomfilm. Dus de temperatuur van de metaal.wand aan de stoomzijde is 970

c.

Hieruit. volgt, dat de temperatuur van de gecondenseerde stoom-film

!

98° Cis.

We berekenen nu h voor de gecondenseerde stoomfilm bij 980 C. Ki • 0,615 Cal/m~20 C.h.m.

Sf

=

959, 7 kg/~ g • 1,27 x 10 m.h2 r

=

538,7 cal.kg Du • 0,219 m uf • 1,043 kg/m.h. v~ ______ ---~---~---h

=

0,725 \

I

(0,6l5)3x(959, 712x(1,27xl08)x $'$1,7 T

=

40 C

V

q'l.l9 '" /(ov~ J< y

=

c9/.rS-Om te controleren, of de veronderstelling juist is, dat de weerstand van de gecondenseerde stoomfilm 25 x zo gro~

is als die van de H2S04 film, gaan we de weerstand apart bepa-len, nl. van de metaalwand • d

. IO_gem

van de H2S04 film. ~

hlOl van de gecond.stoomfilm

=

1

-1.3-Daar de oppervlakte van een pijp evenred~ is met de diameter, mqgen we voor de diverse O's, de bijbehorende Dts schrijven.

02

-=

Du • 0,21.9 m h1. - 1.60

01.

=

Di

=

0,206 m h2

=

81.55

Ogen

=

Dgem • O,~l3

d • Du

2

Di : 0,007 • wandaikte van de pijp.

k :I ther".,ische gele idbaarheid van het metaal :: 44,7 Cal/m2 0C.ha.

• 1 t d 0,007 - 0 0007 me~aa weers an • 0,213 x 44,7 ' H2S04-film I 1 - 0,0304 160 x O,~§ -gecond.stoomfilmt 1 8155 x 0,219

=

0,0006

---

..

0,0317 De temperatuurverval in de stoomfilm is dusi

0,0006 x SOo C • 1,50 _C. 0,0317

De temperatuurverval in de gecondenseerde stoomfilm wordt nog kleiner, dus hstoom wordt groter, omdat ~T kleiner wordt en de andere gegevens, zo goed als constant blijven.

Bij de berekening van de overall-co efficiënt is de weerstand van de fil.m bij h

=

8155, toch al te verwaarlozen, evenals die van het metaal. t.w.".weerstand H2S04 fil.m.

Toch zullen we de h nog eens nader berekenen,. voor de tempera-tuur van de wand van 98,5 en de film temp. 99 C.

K

t •

0,618 cal./m2 °C.h.m.

~f

:

~~~

9 x

,~t'

mJh2 r

=

538,7 cal/kg D :: 0,219 m

Uf.

l,032 -kg/m.h. AT • 100 - 98,5 • 1,50 _C h

=

1.0450

Weerstand van de film is

1 : 0,005

10450 x 0,219

Tota1.e weerstand is 0,0316. De temperatuur verval over de filmlaag is

0,005 x 80

=

1,50 _{C. De aanname is in orde.}

0,0316

De ge middelde temperatuur van de film is dus 990

c.

Bij de berekening van de Ol erall-coefficiënt, mogen we daar

h2 'j) A..₁ schr i j ven.

U200 - 1

-1 ..

g ..

1

hl k

h:a

- - - _ .

-..

-14-1 U20

-°i

007 1:

-

154.

-

1

-ï60

..

44,7 oio 10400

hstoom bij zw~velzuur van 450

c.

We nemen aan,dat de weerstand van de gecond.stoomfilm 1/50 is van de totale weerstand, omdat deze verhouding van de weerstanden bij 200 C ook zo is.

De temperatuurverval is in de stoomfilm5~x (100 - 45)

=

i 10 C. De temperatuurx van de metaalwand aan de stoomzijde bij ~S04'

van 450 C is dus 990

c.

Temperatuur van de film is 99,50 _C.

AT

'*

1.

Voor de berekening van h, zi.in alle waarden hetzelfde geble-ven als bijdf.stoomfilm van 990 C, alleen L::J. T := 1 geworden.

We vinden voor h :: 11550.

~

_2S04

₌

_.d29.

--

-450 _C

Berekenen we de weerstanden weer apart uit, dan is de totale weerstand

a

weerstand gec. stoomfilm 1

=

11550 x 0,219

"

1

=

229 x 0,206 . H~04

•

metaal (zelfde als bij 98,50 C)

Temperatuurverval in de gecond.stoom film is 0,0004 x 550 • 1 0 C. 0,0223 0,0004 0,0 212 0,0007 .. 0,0223

Gemiddelde gecondenseerde stoom film temperatuur is dus 99,50 _C

~oals we hadden aangenomen. Dus deze berekening van hstoom film

loS goed.

We mogen weer de wwwxxt eenvoudige formule gebruiken

U • 1 1 _ 217

450

1..!l

of. 1 • 1 oio 0.007.. 1 - •

hl k h2

229

44,7 11550

De overall-coefficient voor 450 _{C is dus 217.} hstoom bij Ha804 950 C.

Nemen we weer aan, dat de weerstand van de stoomfilm ongeveer

1/50 deel is van de totale weerstar~, dan is de temp~atuur·

verval in de stoomfilmol/50 x 5 - 0,10 C, dus de temperatuur

van het metaal is 99,9 l,,;. De temperatuur van de stoomfilm is

1000 _{C, A T}

₌

_0,1

Bij de stoomfilm van 1000 C is&

Kt

:

0,519 cal/m.h.oC m2 Sf

=

958,4 ca1'm3 g - 1,27 x 10 m/h₂ r :: 538,7 cal.kg :n

=

0,219 m

Ut

=

1,022 ~/m.h. AT - 0,10 C (·. n ..

---

100.000. ' ) ~- .

I· I I

..

--15 ..

Dit is een zeer groot getal voor een fi~coëfficient. Het is daarom de vraag of we de gebruikte formule mogen toepas-sen bij zeer kleine ~ T.

In ieder geval is hstoom veel groter dan hH SO _{2 4·}

Berekenen we de weérstanden apart dan vinden we

de weerstand H2S04-fi~: 1 _ et 282 x 0,206 -ti gecondenseerde stoomfilm

=

rt metaal :: tot.aal voor 0,0172 0,0001 0,0007 ---~ 0,0189

Temp.verval in de gecond.stoornf'ilm is:....l- x 50 _{~ 0,10 Cf} 180

loals we in het begin ook aangenomen hebsen.

Voor

U

₉₅₀

C

vinden we 1 _ 1 •

l .. do ... 1: -

.-J:..

...

0,007

"'-0

270.

hl k _h2 282 44,7

Daar U in hoofdzaak bepaald wordt door h

H2S04 en in hH2S04 een discontinuiteit optreedt zal er in het verl.oop van U ook een discontinuiteit optreden en wel zo, dat de twee dis~nuitei­ ten samenvallen bij de temp. van 45°.Lzii!tr"a.{ie_ltJ.)

We splitsen de koeler daartoe in ~ delen, daar de algemene for~

mules alleen gelden voor continue veranderde U's. a. Verwarming van 20 - 450

c.

ql

=

94000000 x (45 - 20) x 0 685 • 183 8 103 Cal

365 x 24 " . .

We nemen als gemiddeld s.w. van H2S04 40% van 20 - 450 C

=

0,685. b. Verwarming van 45 - 950

c.

q2

=

94000000 (95 - 45) x 0,696

=

373,4 103 Cal. 365 x 24

Als gemiddelde soortelijke warmte van H2S04 40% van 45 - 450 _{C • 0,696 genomen.} Verder is ql::: Ol

U"

~

t-Q.. ;.

U~

IC

t..-t •

183,8 x 103 •

u

=

154

ta

•

80 1 U a • 217 t a . 55 ..k ~IO 4 UA .,.-é~ Ub • 217 0l

=

I4,85 m2. 'tb

=

55 q2 - 02

tt~

Ul_b • 270 tb

=

5 Totale oppervlakte • 85,84 m2.

Totale lengte pijp: 85,84 • 132,9 m. 3,14 x 0,206

In de praktijk wordt er lQ% erbij opgeteld, dus als lengte wordt aangenomen 146 m.

-16-We hebben dus een 146 m lange 8" pl.JP nodig.

Stel, dat de steekafstand 50 cm is. Het is nodig voor 8"

pij-pen,

anders krijgen we te scherpe bochten.

Stel 6 pijpen boven elkaar van 6 m lang, dan hebben we 4 rijen

nodig.

Afmetingen van de stalen kast, waar! n we deze buizen plaatsen,

wordt dus 6 m lang, 5 x 0,50 - 2,~ m hoog en 4 x 0,50 • 2 m

breed. We kunnen ook andere afmetingen kiezen afh. van de

plaatsruimte. BijV. 0 p~Jpen van ö m .lang l.n 3 rl.Jen.

De af'metl.ngen van de stalen Kast worden dan:

ö

m

.Lang, 5

x u

,:>u

= :<,7

m

~'''D''

, ..

'C

hoog en 3 x O,~U _{= ol,::>} lO. breed..

I(

(

1)

t(

C

V

.. /

·

x

•

'I-• X 'I-• • X •

\.(

_""\ )

"

J

·

)(

.

x

•

~

\c.

_•

--

- - rI" S Ol( { I{tI

-!.J

)l.11·

®

2 ()

"c

~

X

M..,.".r&.&-• ft,..,.,. ~,,"tc.( .

.... ., J«",5o..,-.1: .. ,.. I.~~C. 11 f/e N!>

I

Het is noodzakélijk om het condenswater dage~ijks te controle-·

ren op het zuurgehalte. Immers, dan is het gemakkelijk te zien

of er een lekkage in het buizenstelsel is. Het verdient

daar-om aanbeveling daar-om deze kast zo te construeren, dat ze

gemakke-lijk van buiten at' toegankelijk is, zodat een lekkage

gemak-kelijk ge~e~t kan worden.

\/~./J , De constructie kan b.v. zó zijn, dat één verticale rij pijpen

V

~wt A

\/.,t(

naar bui ten geschoven kan worden. Deze xi j pijpen kunnen dan

• ~ uit é~n stuk gegoten zijn, zodat de kans op lekkage kleiner

%

\

..

V'"

-~.

p,

J1

nen dan is, omdat er geen verbindingen zijn. De verticale rijen onderling met flensverbindingen verbonden warden.

kun-.,

L

'Warmeebalans van de toren en concentreerbak. Per jaar kr ijgen we de vo 1gende energie balans.

Ins a. 94.0l0 ton HaS04 40% van 950 _C

gemiddelde s.w. per ~ Hg504 (40%) van 0 - 950 _C

is 0,688.

Warmte-inhoud: 94.106 x 95 x 0,688

=

6144.106 Cal.

b. x. ~ stoom van 5600 _C.

gemiddelde s.w. van stoom van 100°.- 5600 _{C is 0,477.}

Wanmte-inhoud: x. x 460 x 0,477 ~ x.x 100

+

x x 539 • 858,4 x ,Cal

Steeds als basis °C •

Uit I §a. x. kg sto om van 1000

c.

s.w. stoom van 1000 _{C is 0,465.}

Warmte-inhoud

6: x,x 539 ~ x.x 100

=

639,0 x.Cal.

-17 ... Warmte-inhoud. 54.106 x 539 .. 54.106 x 100

=

34446.106 Cal.

c. 40.000 ton H2S04 (94,%) van 2840 _C.

gemiddelde s.w. van H2S04 (9&%) van

° -

2840 C is 0,352.

Warmte-inhoud. 40.106 x 284 x 0,352 • 3999.106 Cal. d. Warmte nodig om H2S04 te concentreren.

/ Om 1 kg H~4 (~l is dus nodig

/ // 94.10 -x 47,60 Cal

=

4474.106 Cal.

e. War.mtever~ie8 door straling en convectie, geschat op 5% van de totale warmte-inhoud. Dit is dan

0,05 x l6144.l06

~ 858,4 x

.) • 307.106

~

42,9 x.

Balans

In stoom

H~4 (40% 6144.10 858,4

S

.

waterdamp circuit stoom 34446.16639,1 ~. 6 concentratiewarmte 4474.10 afvoer H2S04 (94%) 3999.106 ver~ies 307.106 _{~ 42,9 x ,_} 681,9 x .. 43226 :P"6 10 6 144.106 ~ 858,4

x

.

Hieruit vo~ dat, 6

6144.10

+

858,4 x.= bdl,S x.+ 43226 x 10 x • 210.10 kg

Dl:18 ~ hebben per jaar ~lO.106 kg stoom nodig. D1t 18 per uur: 210.10 23 97 ton

365 x 2 4 · ' •

Deze hoeveelheid wordt dus per uur in de concentratiebak ge-leid.

Elke ~. stoom van 1000 C uit de toren moeten we, om condensa-tie in de blower te voorkomen opwarmen tot 1200 C me t verse stoom van 5600 C. ~.w. van stoom van 1000 - 5600 C • 0,477. Voor dit opwarmen is nodig:

1 x (120 - 100) x 464 Cal, x kg verse stoom staat af

x x (560 - 120) x 0,477 Cal.

1 x (120 - 100) x 0,464 • x (560 - 120) x 0,477 x :: 0,05 kg.

Het totaal aan circuit-stoom is dan.

23,97

+

23,97 x 0,05

=

25,17 ton/uur, indien er natuurlijk geen lekverliezen zijn.

Berekening van de tanperatu ur van de stoom, die de voorwarmar verlaat.

We nemen aan, dat de ten.peratuur van de stoom van de blower tot de inlaat van de voorwarmer afkoelt van 1200 - 1100 _C.

De stoom komt dus met een tenperatuur van 1100 _{C in de} voor-warmer.

Verder nemen we aan, dat de inlaat rook gas 7000 C en de uit-laat rookgas 2500 Cis.

Wij kunnen stoken met gas, olie of cokes.

Wij hebben cokes gekcz,en.

We kunnen voor kokes volledig de theoretische vlam temperatuur bepalen bij verschillende hoeveel.heden lucht overmaat..

- - - -- -- --- - -

- -18-De luchtover.maat is afhankelijk van het C02 gehalte in de

rookgassen. .

Wé nemen aan, dat-het rookgas 1.5;b C02 zit. Dit is een rede-lijke aanname.

De theoretische vlamtemperatuur is

aantal ontwikkelde caloriën

hoeveelheid rookgas x soortelijke warmte.

1 cm3 _{CO 2 weegt 1,965 kg. hierin zit ~} x 1,965 • 0,536 kg C. Bij vorming van 1 m3 _{CO2 wordt ontwikkeld 0,536} x 8100

=

4341 Cal. Verbrandingswarmte van C is 8100 Cal/kg.

In de rookgas zit llf); CO~a, dus per m3 wordt ontwikkeld 0,15 x 4341 • 651 Cal. We nemen ook aan, dat de cokes geen water bevat. S.w. van rookgas, dat 15 vol.% C02 bevat, bij

° -

1800 0 C

=

0,378. (s..w. C02 van

° -

18000 C • 0,550 en

s

.w.

van

N2 en 02

van

0 - 18000 _{C ;; 0,348).}

De lucht wordt voorverwarm tot 1500

c.

De vlamtemperataur is 150 ~ 651 _ 18720 C.

0,378

Brengen we ~en correctie aaavoor de wordt van

° -

18500 C, dan is ~~e Vlamtemperatuur is dus 1500

+

_~~l.~

0,379

s.w.! die nu genomen 0,37~.

- 18680C.

Stel, dat bij de 01 erverhitter 30% van de tct. ale warmte-inhoud

van de roo~assen aan straling en convectie verloren gaat en bij de voorwarmer 5%.

Stel, dat ij. de temperatuur in

°c

van de stoom is, die de voor-warmsr v~laat _{en x hoeveelheid rookgas, die 15% CO2 bevat, die} per uur door de voorwarmer gaat.

We krijgen de volgende vergelijking,

Opgenomen warmte van de stoom in voorwarmer

=

afgestane warmte van rookgas-straling.

We schattén de temperatuur van de stoom, die de voorwarmer ver-laat op 3000

c.

gem. s.w. stoom/ kg van 1100 - 300° C

=

0,473

gem. s.w. rookgas/kg van 2500 - 7000 _C

(15 vol % C02 komt OVdreen met 20 gewicht.

%

CO_{2 )} 0,20 x s.w. C02/Mg

=

0,20 x 0,259

=

0,0518 0,80 x s.w.N2 ~ 02/kg

=

0,80 x 0,256: 0,2048 0,2566 gem. s.w. rookgaS/kg van 6 - 7000 _C.

0,20 x s.w. C02/kg

=

0,20 x 0,283

0,80 x s.w. N2 ~ 02/kg 0,80 x 0,263

•

₌

0,0566 0,2104 0,2670 De hoevee.:lheid stoom was 25170 kg/uur.

De ve~elijking wordt,

25170 x 0,473 ~

(t -

110)

=

x ~ 0,257 x (700 -250) - (x x (x K 0,267 x 700r-5,05 De vergelijking voor de oververhitter is:

opgenomen warmte van de stoom = afgestane warmte van de rookgas - warmteverliew.

We nemen aan, dat we de theoretische vlamtemperatuur kunnen bereiken en dat dan pas straling en convectie optreedt.

Stel, dat de temperatuur van de stoom, wanneer deze de Olerver-hi tter binnen komt 3000 C :is.

•

-19-De temperatuur van de stoom, warmeerdeze de 0/ erverhitter

ver-laat :is 5600 _{C. Om1at de stoom deze temperatuur moo t hebben in} de bak met geconcentreerd H2S04'

Daar we een klein verlies hebben nemen we als tenperatuur bij het ver late n van de Ol erverhi tter aan 5700C.

Indien bij het in bedrijf stellen van de fabriek blijkt, dat de tanperatuur van de stoom hoger dan 5600 is bij de intrede in

het zwavelzuurbad, dan mag men toch met deze verhoogde tempera-tuur doorwerken, omdat we dan toch ook zwavelzuur van 94% krij-gen. Immers bij een temperatuur van de stoom bij 6500 C krij-gen we pas ' 5% H2S04. Bovendien wordt de totale warmte-invoer

in de toren grct er. Dit heeft als gevolg, dat bij de bestaande constructie, de temperatuur van het waterdamp niet 1000 _Cis,

maar iets meer, b.v. Di 1050.

De temperatuur van de rookgas bij het binnenkomen van de 07er-verhitter is 18680 _C.

De rookgastemperatuur bij het verlaten van de aververhitter is

7000 C.

gem. s.w. stoom/kg van 350° C - 570° C

=

0,485.

gem. s.w. m okgas/kg van 700 - 1800° C iSI 0,20 x 0,299

=

0,0598

0,80 x 0,280 • 0,224(;

+

0,2838

(We nemen 1800° C, omdat we de theoretische vlamtemperatuur niet bere ik en )

gem. s.w. vookgas/~ van

° -

18000 C

0,20 x 0,315

=

0,0630 0,80 x 0,298 • 0,2384 0,3014 De vergelijking wordt I 25170 x 0,485 x (570-y)

=

x x 0,284 x (1868700) -(x x 0,301 x 1868) 0,3 x : 20646 kg/uur

Warmte ver lies y

=

296

0 _C

in voorwarmer is dus 20646 x 0,267 x 700 x 0,05 •

19293 Cal/uur.

Ruwe berekening van de voorwarmer.

q_OxUx AT.

q

=

het aantal caloriën, dat uitgewisseld wordt.

°

•

de totale oppervlakte tussen stoom en rookgas •

AT • gemiddelde temperatuur verschil tussen stoom en rookgas.

U

=

overall-coëfficient gas - gas.

-Gem. s.w. stoom/kg vanllO - 3000 C : 0,47~. q • 25170 x (300 - 110) x 0,471 - 225,~10 Cal.

AT .

1

0 ... 140 :t 248° C.

n400 140

Temp. van het rookgas bij inlaat' 700° C. Temp. van het rookgas bij ui tlaat& 2500 _C.

Temp. van de stoom bij inlaat & 110° C. Temp. van de stoom bij ui tl.aat: 300° C.

In de voorw~er bewe~en de gassen ziçh in teg~nstroo~, is

U gas-gas 1s 1n het aIgemeen ~ - 6 B.T.U/hr.sqrt.FV, d~t

We nemen aan U

=

15.

q=OxUx .A T

225,2.104

=

°

x 15 x 248

0 . 600 m2.

-20-D~rookgassen ga rul binnen de buizen en de stoom om de bu~en.

Stel, we nemen eenvoorwarmer met

t"

p1Jpen.

De uitwendige diameter is 0,02134 m.

We werken in de voorwarmer met schotten.

Stel, dat de schot z~h uitstrekt over 2/3 van de diameter. Volgens normalisatievoorschriften is de uitwendige diameter van de voorwarmer, die 2226, ~" pijpen bevat,: 36".

De oppervlakte van de open cirkelsegment, waar de schot ge-plaatst is, is 0,1915 m2.

De oppervlakte van de dwarsdoorsnede van de buis met uitwen-dige diameter van 36" is 0~6658 m2.

Uetopen cirkelsegment bevat dus

~~~~

x 2226 - 640 pijpen.

Dwarsdoorsnede ~d pijp

=

1,266 cm2.

Totale dwarsdoorsnede van 640 ~" pijpen is

640 x 1,266 cm2 _ 0,081 m2.

Vrije doortocht, d.w.z. de ruimte in Àetopen cirkelsegment tussen de pijpen is,

0,1915 - 0lOS1 • 0,1834 m2.

Aantal m3 stoom dat detopen segment per uur passeert is 25170 x 2,5 _ 62800 m3/uur.

soortelijk volume van stoom_bij 3000 _{C = 2,5.}

De snelhe i.d is daar dus 62800 _ 345 km/uur

0,1834 - •

De snelheid is veel te groot.

De lengte van de vo~-warmer, zou ongeveer 4,5 meter wcr den. Vanwege de grote sne1neid is deze vo~warmer niet te gebruiken. De 1-, 2" en 3- pijpen leverden ongeveer dezelfde bezwaren, terwijl bij grotere diameter de voorwarmer langer wordt.

Onze keus is gevallen op een voorwarmer met 4" pijpen. Waarvan

de constructie aangegeven is op bijgaande schets •.

De uitwendige diameter van de 4" buis is 4,5". De steekafstand

?:s

~t.

7 ' . . d d . d dia d

.l~emen _{we 9 p1Jpen} J.n e vooI"warrmr, an ~s e meter van e

vo 0 rwarrmr:

D • 11 x 4,5u _{... 12 x 2" = 73,5" ': 186,69 cm.}

De straal R is dan 93,34b cm.

We nemen aan, dat de schot juist reikt tot de onderkant van de derde rij van boven af (zie tekening).

Dan is

Ee

= 69,365 cm. De opperv1akte

bvan detcirkelsegment is 0,9275 m2.

De omtrek van aetcirkelsegment is 4,248 m. Het aantal pijpen in het cirkelsegment is 24. De totale dwarsdoorsnede van genoemde

224 pijpen is: 24 x Tf r~

=

24 x 3,14 x 4,5 x 2,54

=

0,2461 m2. 2 De vrije doortocht is 0,9275 - 0,2461

=

0,6814 m2. De hydraulische straal. 0,6814 _

°

1604 4,248 - , m. De

=

4 x 0,1604

=

0,6416 m.

I I - - - -

-21-/lE:R.

]) ê.: 1(_ If../I~x 'IJ" E. c = R - 'th)'..y, 1"+ z,zr# S c. ~ ,:) t t at: 0 11 " • r-- - - -. E a" !!rg T~-te>..a.J 'J7 blA..':oull'>.

"--,,,

'{-R.

=

q!J,

!J 'I r c.., ,

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

_•

I I I scJ. • .J:idt o I'\Jch;. .. ., d .. c.a,.lrc./ I

..

B;rekenen we he1i Re-ge1ial, dan vinden we bij 30-Óo~Cvoo~ -~-t~om

in de vrije doorgang bij 4etcirkelsegment: R _{e -}_ De V.S.

_U

)1 voor stoom bij 300° C = 0,072.

Vx S

=

8:tJî4

=

36929 kg/m.uur

R - 0,6416 x ~69l9

=

32öOOO.

e -

0,01

Dus in ieder geval turbulente stroming.

Bij 1100 C word~ Re groter, daar v x s constant en~ kleiner

is. Dus bij 110 C ook turbulente stroming. J

De snelheid van de stoom bij 3000 _{C is :}

25170

x

2,674 = 95 8 km/uur

en bij llOoC:

0,6ö14

'

~:l~î

x 9b,8 km

=

64,1 km/uur.

als het soortelijk volume van stoom bij 3000 Cresp. 110à C,

2,674 resp. 1,732 is.

De snelheden zijn dus realiseerbare waarden.

Berekening van de schottenafstand.

Regel: De vrije oppervlakte van tetcirkelsegment bij een schot

=

grootste vrije oppervlakte tussen 2 schotten.

De groo1iste vrije oppervlakte tussen 2 schotten bevat 12 pij-pen (zie tekening).

Deze oppervlakte is 2 x 12" x 2,54 x x, waarin x :Se de afstand

tussen 2 schottenis. Di t product is gelijk aan

°

,6b14.

x

=

112

em.

0

6814

De hydraulische straal is hier 2 x'l,12 + 2 x D = 0,114 m.

D is zoals reeds eerder is vermeld 186,7 cm.

De = 4 x 0,114

=

0,456 m.

•

I

I

L

-22-Bepaling van h,b1j 1100 C van stoom.

We gebruiken de formule: h1100

=

0,131

§!

I De = 0,92

kt

bij 1100 C = 0,0208 )Uf bij 1100 C

=

0,046

v max

=

grootste massa-snelheid bij de kleinste doorsnede

tus-sen twee pijpen, dus even boven de rand van de schot. Het aantal pijpen is 10, aantal openingen 11.

De oppervlakte van de vrije doortocht is daar 112 x 11 x 2 x 2,54

=

0,6258 m2 ••

22170 g/

V_{max •}

=

0,6258

=

40.220 k uur.m2

"h 0 13' (O,020tl) (0,456 • 40220)°,7 - 49 7

~tOOC = , -'-

(0,456 ) (

0,046

)

-

•

h/

voor stoom bij 3000

c.

kl

= 0,0369

tUt

:Ir 0,672

- 0 131 (0,0~69)

- ,

(0,4 6 )

(0,456 • 40220)°,7

(

0,072

)

= 64,5

Berekening van het Re getal van rookgas bij 7000

c.

Re = D.v.s. = 25960 xO,1023 ': _17000.

JU

0,1458

Bij 2500 C is het Re-getal groter, daar de teller constant is en de noemer kleiner wordt.

D = 4,026"

=

0,1023 m. 20646

v.s.

=

97

x 3,14(0,0511)2

=

25960.

~

=

0,1458.

De snelheid van het rookgas bij 2500 C

=

25960 x 2,5;

64

km/uur

Di = O,~023 V.S.

=

massa snelheid

=

~kl

=

0,0940 = 0,0357 cp

=

0,250 Cal/kg. 25960 kg/u.m2

=

25,2.

-- - - -- - - -- --

-I

I

•

L

Voor rookgas bij 7000 0 gelden de volgende gegevens.

~ ::I 0,145ti

k_f = 0,0642

cp = 0,268 Oal/kg

1

h7~O

=

0,0225

Berekening van de overall-co~fficient.

u

=

1

~

1 +

~!1c+

J5l2

-23-=

31,1.

Daar Di

"=

~

-=

Dgem en de term

~

verwaarloosbaar klein is ten opzichte van de termen

*1

en

i

2,

gebruiken we de volgende for-mu.1e

1

U =

1

1

li

₁ + ~

U voor stoom van 1100 0 en rookgas van 2500

C

=

1 1

=

16,7

~ +

25,2

U voor stoom

van

3000 C en rookgas van 7000 0

=

1 1

31,1

+

64,5

= 21,0

Om nu de totale oppervlakte van de pijpen te kunnen berekenen gebruiken we de formule: Uh 6 ta - Ua t. tb q

=

0

..hv

u."

ti t-Q,. Uç;... 0

t-,

q = 25170

x

0,473

x

(300-110)

=

Ua

=

21,0 Ub

=

16,7 ta

=

400 tb

=

140 2262028 Oal • 226202ti

_-

_ 0 16,7 x

_16,7

400 -_x

₄₀₀

21,0 x 140

21

x

140

o

= 496 m2.

Om de hoogte van de voorwarmer te kunnen berekenen, gebruiken we de formule

-rr

d x 97 x h

=

496. d

=

diameter van 1 pijp.

97 = het aantal pijpen. h = hoogte van 1 pijp.

E

.

I

-I I h I c -24-Daar deze hoogte te groo* is, gebruiken we 2 voorwarmerA

-ieder met een hoog~~ van 71 ~ m T\_.3.1 • ,er

~ _ _ ~ Cl ... - -t 2 = lvv 621700 = 0 x 10 x 90

o

= 690 m2. SC),ot éot on <lcr d .. s! "''3 - - - -

..

•

k~

•

I I I $cJ.,,,t I I I I

•

tot Ol'ld .. ,," -... ol .. cirlCel

We nemen voor de voorwarmer 3" pijpen, waarvan de uitwendige diameter 3,5" ia.

Als ateekafstand nemen we 4,5'.

De pijpen zijn geplaatst als op de bijgaande tekening is a~

gegeven.

Door de dwarsdoorsnede gaan 3~7 pijpen.

De lengte van de voorwarmer wordt ongeveer 6,50 m. De diameter van de voorwarmer wordt

21 x 4i" x 2,54 + 1" x 2,54 = 242,57 cm

=

D. R =

t

x

242,57 cm = 121,2~ cm. AF

=

3 x

4i

1l _{V3" +}

t

_{V3" - 1.75"}

=

_64,77

em.

El!' :a R -2ÄF = ~ó,51 cm. FG = R -

Ar

=

102,57 cm. tgJ(= 57,73

Oppervlakte van 4etcirkelsegment:

2 x

₃

&Z·13 x 3,14 x

{121,2~)2

- 102,57 x 64.77

=

0,7977 m2.

Omtrek van 4etcirke1segment:

2 X3gJ·73 x 3,14 x 242,57 + 2 x T 02,57 = 4,49 m.

Totale dwarsdoorsnede van de 60 pijpen, die niet door het getekende schot gaat:

60 x 3,14 x

(~

x 2,54)2

=

0,3722 m2.

Totale vrij e oppervlakte:

..

, .

De hydraulische straal is

î'i§i§

_,

=

0,0947

m.

.

De

=

4 hydr.straal

=

4 x 0,0947 = 0,379 m.

Berekening Re voor lucht bij 200 C resp. 1500

c.

jUlucht bij 200

C

=

0,0641

JU1ucht bij 1500 C = 0,0525 R

=

De VS e ~ 19520 Voor

20

0 _{C: R =}

_0,3757

_x

_0,4255

e

0,641

=

225.000 1:520 = 0,3757 x _{0 12}

55

= 0. 0 ü7L.C9 C 160.000

Luch tsnèlheid om de bui zen.

sc

ortelijk volume van lucht bij l50~

20

C

C

is

1,1214

0,8099 m3/kg m3!kg Luchtsnelheid bij 1500 C: 200 C: 192

8°

_{x 1,1214 51 km/uur}

,4255

= 19250

x

0,5099 _

38 '~/uur

0,4255

-

AWf

Berekening van de schottenafstand.

-25-We passen dezelfde regel toe, als bij de berekening van de

schottenafstand van de stoomvoorwarmer.

Is x de afstand tussen 2 schotten, dan geldt

x x

22

x

1"

x

2,54

=

0,4255

x

=

76

cm, dit is dus de schottenafstand.

De

_vmax•

wordt berLiJCt aan de rand van het schot. Het aantel

pijpen is daar 16.

Het aantal openingen: 17. De vrije doortocht is daar:

76

x

17

x 1" x

2,54

=

0,3251 m2.

Vmax

=

maximum

massa snelheid =

à9~§~1

=

59494

kg/m2 uur

o '

Bepaling van h1ucht bij 20 C.

h

=

°

_,

131

(kt)

_re

(De

Vmax

)0,7

}H

De =

0,379

V_{max =} 59494

k:r

=

0,0231

;Uf

=

0,0641

h~ucht

bij 1500 C. De = 0,379 V

_max

=

59494

kt

=

0.0304

h

₁₅₀0

=

67,0

?f

= 0.0525

Bepaling van ~ookgas bi~ lOOo C.

hf

o

,7

50,~

YU,ijC

_pO

_,3

h

=

0,0225

""""'''!'''-n

_

• Jt f

=

O,O~" Cp

=

0,~40 u

₌

0,Oï34

Dl.

=

O,O'{o

m Arookgas bl.j ~,uo C: ~ = 0,0357 .0 = 0,250 p

.n

₌

Uu • u = 0,094 .. = 13,6 VB = 1117ü Di

=

0,078

-~ó-Om de overa11-coefficient te berekenen, gebruiken we de formule:

1 1 1

U=1i

+1i.

1 2

We vinden voor U bij lucht van 1000 C.

Voor lucht 1 1

t1

=

12,0 bij 2500 C 1

U

=

1

2

13,6

1 +

1

b7

u

=

10. U

=

11.

We nemen als gemiddelde U = 10 aan, dan vinden we voor de opper-vlakte van de buizen-van de voorwarmer

q =

621700 =

°

x

U

x

T.

°

x 10 x 90

°

= 690 m.

We vinden dan voor h

=

6,46 m.

De pijpen van de luchtvoorwarmer hebben dus een hoogte van 6,46 m en de diameter van de voorwarmer is 2,43 m •

- - - _ . _ . -

--27-·

Isolatie-berekeningen van de stoom voorwarmer We kunnen uit de balans opmaken, hoeveel calorieën er

verloren zijn gegaan. Volgens de aanname n.l. 192937 eal/uur.

{' /;.,. I I ~ if' I I I I

1

1?1 ... I j I I J .J I ~ ot' ,i.... ,J. r' I \ '1.., ~ = sJ I t-~-;:-r=t,,=._:::!-.. _103_0_' c--.--_-~ -4 - - - - ..J (z ie

f,.

a..f,'~ te

'IJ

ti, I 11b

-We gaan nu controleren of de aanname juist is geweest.

Door de mantel van de. voorwarmer gaat door de stoom verloren; U_{A6t b- Ubc.ta} Q =

0

x -1 uaót_b 2,3log_u t bA a ~al

Waarbij UA = de overall-coëfficient stoom - lucht, bij de stoom van 110°0, ~ bij stoom van 30000~

UA

=

_{1 k} 1 _{+ 1}

,

daar ~ te verwaarlozen is tegenover _h1

1

n

₁ +

_a

~ en

~

gebruiken we UA

=

1 1 + 1 2 -h 1 h₂ en

h1 = filmcoëfficient van de stoom

h = filmcoëfficient van de lucht = pQ 1/3. , hierin is p

af-h§nkelijk van de wandtemp. (zie grafie~ en Q is het

tem-peratlvxrverschil in OF tussen stoom en lucht • • U - 1 q1 • À 1 1 49,"7' + ~ 110 ... 20 0 Wandtemperatuur is

2

=

65

0

=

~

=

0,203

x

194

1

/ 3

x

4,86

=

5,69

0,203