Fabrieksvoorontwerp van een roterende oven en andere benodiede apparatuur voor de thermische ontleding van calciumnitraat

laboratorium voor Chemische Technologie

'"

-1-l<'abrieksvoorontwerp

van een roterende oven en andere benodiede apparatuur voor de thermische ontleding van calcium-nitraat.

c.

Hooeend~jk, V. van Driel, A.H. Janse, A.H. KooU.

juli 1969

-2-INHOUDSOPGAVE.

I. Samenvatting p. }.

Il. Inleidine 4.

lIl. Beschrijving van het proces

5.

IV. Fysisch-chemische aspecten 6.

V.

Massa- en warmtebalans 8.

VI.

Berekenine apparatuur 14.

VII.

Kostenraming en vergelijking 40.

VIII. Literatuur 42.

•

-3-S A

MEN V

A

T TIN G

Reeds enkele jaren is er aan de T.H. te Delft een onderzoek gaande dat moet leiden tot een antwoord op de vraag of de vorming van salpeterzuur uit calciumnitraat, via een ther-mische ontleding, economisch mogel~k is. Het calciumnitraat

is beschikbaar als weinig waardevol b~produkt van de kunst-mestindustrie.

In het kader van dit onderzoek luidde onze opdracht voor deze ontledingsreactie een roterende oven te ontwerpen.

Het calciumnitraat wordt als smelt van 560 oe en onder een druk van

6

atm. in de oven versproeid op een bed van calcium-oxide, dat als warmtedrager fungeert.

Afhankelijk van de vorm waarin het calciumoxide uit de roterende reactor komt, wordt al dan niet gekoeld, gebroken, gemalen en gezeefd. Daar gegevens omtrent sintering en sl~­

tage van het calciumoxide ontbreken is het geheel voor beide gevallen doorgerekend.

In een gasliftheater worden de calciumoxidedeeltjes door middel van hete rookgassen opgewarmd tot

noo

°C,waarna tran-sport naar de reactor plaats vindt. De daar ontstane nitreuzen worden naar de absorptietoren geleid.

De bovengenoemde rookgassen worden gedeelteltk gerecir-culeerd en gedeeltelijk gebruikt voor stoomproduktie. Deze stoom drijft een turbine met generator aan zodat gedeeltelijk in eigen energiebehoefte (elektrisch) kan worden voorzien.

Het beschreven proces vergt een vrij hoge investering. Een voordeel is echter dat de nitreuzen zeer geconcentreerd verkregen worden, wat de bereiding van een hoog geconcen-treerd zuur mogel~k maakt. Deze concentratie is bij de huidige technische bereidingswijze, oxidatie van ammoniak, niet haal-baar.

De installatie kan het best worden gebouwd b~ de kunst-mestfabriek die het calciumnitraat als nevenprodukt levert en het salpeterzuur nodig heeft voor de ontsluiting van mine-rale fosfaten. Vestiging aan open water verdient voorkeur vanwege aanvoer fabrieksinstallaties, aan- en afvoer grond-stoffen en produkten en het gebruik van water voor koelen, ketels en absorptie •

..

-4-II.Inleiding.

In de kunstmestindustrie bestaan een aantalontsluitingsmethoden van in de natuur voorkomende minerale fosfaten, bUvoorbeeld van apatiet ( Ca OF

2(PO )6 ). Ken kan dit mineraal ontsluiten met zwavelzuur,

~aarbU ffionocalciumfosfaten

en gips ontstaan, of met fosforzuur waarbU monocalciumfosfaat ontstaat. Een derde methode is de ontsluiting met salpeterzuur, waarbij fosforzuur en calcium-nitraat worden gevormd. Het laatste als bUprodukt.(lit. 1)

Calciumnitraat is sterk hygroscopisch en wordt daarom wel gecoat of met olie geprild, ook wordt het wel in kalksalpeter omgezet. De waarde van deze produkten als kunstmest is echter gering vanwege het lage stikstofgehalte.

Het is dus aantrekkelUker het calciumnitraat om te zetten in een waardevoller produkt. Dit kan onder andere door het te ontleden. Bij de thermische ontleding ontstaan nitreuzen, die ge-bruikt kunnen worden voor de bereiding van salpeterzuur. Door het verkregen salpeterzuur weer te gebruiken voor de ontsluiting van het minerale fosfaat ontstaat een gesloten stikstofkringloop, een economisch aantrekkelUke situatie, mits de ontleding niet te duur uitvalt.

Technisch wordt thans salpeterzuur verkregen door oxidatie van ammoniak. Bij de ontleding van C'8.lciumnitraat ontstaan echter geconcentreerder nitreuzen, waardoor de bereiding van een hoger geconcentreerd zuur mogelijk wordt, een aspect wat verkooptechnisch van belang kan zijn, indien het geproduceerde zuur niet in eigen bedrijf gebruikt wordt.

Ben andere drijfveer voor het onderzoek naar de mogelijkheid en kosten van de omzetting van calciumnitraat in salpeterzuu~ vo:rmt de st~jgende zwavelprtis, welke _ immers de pr~js -bepaalt van --zwavelzuur en dus óok van de veel toegepaste ontsluiting met zwavelzuur.

Een grote moeilijkheid bij de thermische ontleding van het calciumnitraat is, dat het gevormde calciumoxide zich afzet op de wand van de oven of reactor en er zeer moeilUk van te ver-wijderen is. Een voorwaarde voor een goede procesgang is dus het verm~den van contact tussen ontledend calciumnitraat en de wand van de reactor of oven. Door nu een vaste stof als dragermateri-aal te nemen kan hieraan v-l~aan worden. Enkele mogelijkp "it-voeringsvormen z~n een fluidbedreactor, een tunneloven en een roterend oven. Tunneloven en fluidbedreactor z~n reeds door enkele voorgangers berekend. (lit. 2 en 3)

Of een-roterende oven als reactor aantrekkelijk is, was tot op heden een open vraag. Wij hopen echter met dit fabrieksvoor-ontwerp een duidelijk antwoord gegeven te hebben •

•

..

-5-111. Beschrtjvinr; van het proces.

De grondstof, Ca(NO )2.4aQ., wordt in een serie van twee smelt-bakken verwerkt tot3een watervrije smelt van 560 oe. In de eerste smeltbak wordt het vaste hydraat gesmolten en b~ 140 oe ingedampt tot een 8010 oplossing. De warmte wordt tgegevoerd door middel van aftapstoom uit de turbine ( 6 atm., 160 C). De 80/0 oplossing wordt in de tweede smeltbak ingedampt tot een watervrije smelt van 560°C. Om voortijdige ontleding tegen te gaan heerst in deze smeltbak een druk van 6 atm., dit is tevens de sproeidruk. De benodigde warmte wordt toegevoerd door de smelt rond te pompen door een warmtewisselaar "gevoed" met rookgassen. De waterdamp die de smeltbakken verlaat, bevat een kleine hoeveelheid nitreuzen en wordt daarom na condensatie naar de absorptietoren van de

salpeterzuurfabriek geleid.

De aldus verkregen smelt wordt in de oven versproeid, op een bed van CaO deeltjes (d a 1

mm).

Deze deeltjes fungeren als

warmtedrager, ze leveren de warmte die nodig is voor de endo-therme ontleding volgens onderstaande reactievergelijking:

CaO + 2 NO +

De gevormde nitreuzen worden naar een absorptietoren geleid, hierop zal in dit ontwerp niet worden ingegaan. De CaO deeltjes hebben aan de ingang van de oven een temperatuur van 1000 °C,

o ze verlaten deze reactor met een temperatuur van 700 C.

~e oven, opgesteld onder een hoek van een halve graad, draait met een snelheid van drie omwentelingen per minuut.

Indien het bed homogeen bl~ft en de slijtage ongeveer gelijke tred houdt met de aangroeiing ten gevolge van de ontleding, kan het CaO direct naar de gaslift getransporteerd worden en daar weer opgewarmd worden tot 1000 C. Indien echter brokken ontstaan,

o

moet eerst worden gekoeld tot 400 C, gebroken, gemalen en gezeefd worden,; alvorens het CaO weer verhit kan worden in de gasliftheater.

In de gasliftheater vindt warmteoverdracht plaats van de rookgassen, verkregen door verbranding van methaan met overmaat lucht

(ï

=

2100 C ), naar de CaO deeltjes, die met eentempe-ratuur va~ 1000 oe de gaslift verlaten en via een cycloon ten-slotte weer in de oven komen.

De rookgassen worden deels gerecirculeerd ( via ventilator)

en deels gebruikt voor de produktie van stoom van 20 atm. en

4Q?~C'

'''-<>I.JIv.;~-die d.m.v. -een stoomturbine met generator elektriciteit levert

"-,,.vt--voor 0P fabriek. ~~~4~:

Het hierboven beschrpven proces is berekend voor een capa-citeit van 30.000 ton Ca(NO~)2 per jaar. Indien we aannemen dat de fabriek 300 dagen per jaár in bedrijf is, komt dit neer op

100 ton per dag, d.w.z. 1,16 kg Ca(NO )2 per seconde. De grondstof is echter ea(N03)2.4aQ. , zodat dus

1~6c

kg/sec. verwerkt moet worden •

-6-IV. fYsisch-chemische aspecten.

a. Het smelten ~ ea(N03)2~'

_"

Van calciumnitraat zijn de volgende drie hydraten bekend: Ca(N03)2.4aq., ca(N03)2.3aq. en ea(N03)202aq.

De smeltpunten z~n achtereenvolgens 41, 51 en

62

oe (lit.

4).

Het watervrije calciumnitraat smelt pas bij 561 C en ontleedt in de smelt. De t-x figuur van calciumnitraat ziet er als volgt uit: noor baK It

~Q

'PI toa

0

~l

11t,' '00' .---.' ₅₁ 61

11

_n

.

2.+0 0 Ot. 1+

4 .. L

.3 M 0 _{X 1° ?S} 81 100 ~

Aan de hand van bovenstaande figuur is de keuze van twee smeltbakken te verklaren. We gaan uit van ca(NO~)?4aq., dit smelt bij 41 oe (N), waarna dus een 7~1o oplossing van calcium-nitràat in water is ontstaan. Deze oplossing kookt bij 140 oe

(0), en "/ordt bij die te::lperatuur ingedampt tot So;1a Cp). Vervolgens wordt deze 8a/~ oplossing van calciumnitraat in water naar de tweede smeltbak gepompt, die een constante

tempe-o

ratuur heeft van 560 e en waar een druk heerst van 6 bar.

Deze tweede smeltbak kan opgevat worden als een perfekt geroerde tank. In zeer korte tijd wordt 'üerin de uit smel tbak ~én toege-voerde 8~/o oplossing opgewarmd cot kookpunt Q (200 oe), waarbij

-7-de rest van het water verdampt. Als al het water eruit is

(R),

stijgt de temp~sratuur vlln het gevormde "vaste" calciumnitraat zeer snel tot 560 C waarbij het smelt

(S).

-~ Uit de T-x figuur blijkt dus dat onmogelijk is om in één stap van

I

het vieEVoudige hydraat bij k rtemperatuur naar de watervrije smelt

bij 560 C te gaan; in het .eval dat men continu wil werken. Een voordeel van de tweed~smeltbak is tevens dat men daarin onder

ver-hoogge druk kan_werken om de ontleding van het nitraat,die ook bij

560 C plaats vindt, tegen te gaan. b. ODtleding ~ Ca(N0

3

)2.

De ontleding van calciumnitraat is sterk endotherm. De

reactie-vergelijking luidt als volgt:

CaO ₊ 2 NO ₊ (lit.

5)

Á H a +88,12 kcal/mol.

r

Over de reactiekinetiek is we1n1g bekend. Op grond van lito

17

nemen we a~n dat de reactie voldoende snel is en dat de

warm-te-overdracht van het CaO deeltje naRr het ontledende Ca(NO~)2

bepalend is voor de reactiesnelheid. Het calciumnitraat heeft

de bijzonder hinderlijke eigenschap op de wanden van reactoren,

buizen e.d. een keiharde, zeer moeilijk te verwijderen laag te

vqrmen. Een voorwaarde voor ons ontwerp moet dus zijn dat

con-tact tussen ovenwand en ontledend nitraat niet voor kan komen.

Zie voor de uitwerking van dit basisprincipe de berekening en

-8-V. Massa- en wu.rmtebalans.

Zie bu.halve de onderstaande tekst ook het los bijgevoegde

blok-schema achterin het verslag. a.I. S~eltbakken.

a.2.

Aan de eerste smeltbak wordt 1,66 kg/sec Ca(NO~)2.4aq. toegevoerd.

Dit bevat dus 3CY/o water. Er wordt ingedampt tot een 80j~ oplossing

van het nitraat in water is verkregen. Dat wil zeggen dat er ver-dampt:

1,16 ~O 1,16 20 / /

-;0./ -

8ë)' kg sec H

20 '" 0,21 kg sec H20

In de tweede smeltbak komt dus (1,66 - 0,21) = 1,45 kg/sec 8~fo

oplossing van calciumnitraat in water. De oplossing wordt in deze sroel tbak orneezet tot een watervri;je smelt van 560°C. Dus er ver-dampt (1,45 - 1,16) = 0,29 kg/sec H

20.

Roterende oven.

De invoer bedraagt 1,16 kg/sec Ca(NO )2 en 10,5 kg/sec CaO (deze

laatste hoeveelheid ligt V"'Qt via de3warmtebalans). Het in de oven ontledende nitraat levert:

(1,16/164 ) (1,16/164) (1,16/164) x 56 - 0,40 kg/sec CaO x 2 x 30 8 0,42 kg/sec NO x

32

I

Dus 1n totaal 0,7 c nitreuzen, welke worden afgevoerd naar de absorptie toren van de salpeterzuurfabriek.

De overige uitvoer van de oven bestaat uit 10,96 kg/sec CaO, waar-van 0,40 kg/sec wordt gespuid bij het malen en zeven en de overige 10,5 kg/sec wordt naar de gaslift gevoerd voor heropwarming. In het geval niet gemalen en gezeefd behoeft te worden, voeren we het teveel aan CaO ook tussen gaslift en oven af.

De hoeveelheden rookgassen in het proces worden bepaald via de warmte-balans en zullen dan ook in de volgende paragraaf bepaald worden. b. Warmte balans.

Voor de berekening van de warmtebalans gedaan (voor motivering zie berekening

zijn de volgende aann~en

appara tuur) : ~-o rrv~

M

~ Jm /AA ~..vI--gasliftheater: I I rookgassen

T.

a 1500 ln

e

~ v»" ,1~ /,.vp,v",> J. CaO T 't .. 1100 Ul. oe ,L-' '1' . l.n T. ln Tuit

300 oe (met malen en zeven)

_ 700

°c

(zonder malen en zeven) • 1000 oe (voor beide gevallen)

-9-rookgassen T. lOS 500

°c

(recirculatie rookgassen)

l.n

Tin lrZ 2100

°c

(adiabatische vlamtemp.)

Oven s CaO

T.

=

1000

°c

l.n '1' uit

=

100 oe Ca(N0 3)2 T. l.n co 560

°c

nitreuzen

T

_uit

..

100

°c

De in de volgende berekeningen gebruikte e 's z~n berekend in

b~lageriva:1 dit ver·slag. p b.l. Korte samenvatting ~ de berekening.

We berekenen eerst de hoeveelheid warmte die nodig is voor de ontleding van 1,66 kg calcitunnitraat per seconde (b.2.1.) •

Omdat we de in- en uitgangstemperaturen van het CaO in de reactor

bekend z~n, kan de benodigde hoeveelheid CaO, de warmtedrager,

berekend worden (b.2.2.).Hierdoor ligt ook de hoeveelheid warmte vast die in de gasliftheater aan het gercirculeerde CaO moet

wor-den toegevoerd om het weer geschikt te maken voor invoer in de roterende oven. Ook de in- en uitgangstemperaturen van de rook-gassen z~n bekend zodat de hoeveelheid benodigde rookgassen van 1500

°c

bepaald kar. worden. Doordat de ingangstemperatuur van de

roo~assen in.de gaslift vastligt op 15~ °C, ligt o~k de ver-houdl.ng van dlrekt toe te voeren (2100 e) en te recl.rculeren

(500

°c)

hoeveelheden rookgassen vast'b.2.3.)

De warmte die nodig is in de beide smeltbakken volgt direkt uit

de te smelten hoeveelheid nitraat en de te verdampen hoeveelheid (kristal)water. In de eerste smeltbak wordt de warmte geleverd door turbinestoom (aftap), in de tweede door rookgassen(b.2.0.)

b.2.0. Benodigde-warmte in de smeltbakken. In de eerste smeltbak is nodig voor: opwarmen Ca(N0

3)2 van 20 tot 140 oe _o s opwarmen water van 20 tot 140 e s

verdampen water (0,21 kg) b~ 140 °C:

In de tweede smeltbak is nOdig voor:

1,16 x 0,91 0,5 x 4,2 0,21 X 2100 x 120 .. 121 kw x 120 a 252 kw .. 441 kw 820 kw opwarmen ca(N0

3

)2 van 140 tot 560°C: 1,16 x 1,27 x 420

=

625 kw smelten ea(N0 3)2 ( r lOS 130 kJ/kg) : 1,16 x 130 - 150 kw o

opwarmen water v~~ 140 tot 200 e s 0,29 x 4,2 x 60 10 kw

verdampen water b~ 200 oe (0,29 kg) s 0,29 x 2100 lIS 610 kw

+

---

..

- - - -~

-10-Om de warmte aan de eerste smeltbak toe te voeren is nodig:

820 0

~m D Pwl~~ = 2100 f t 0,39 kg stoom/sec

(6

bar en 160 C)

Voor de warmtetoevoer aan de tweede smeltbak is nodig: rI. / - - - , '1.

u.y

1 .Ilt,\\

':W

(

1275 --r-<

~ c

=

~ c 4 kg rookgassen/sec. mAT.

e

1,

o.

250

p

Zie voor 6T e.d. berekening smeltbakken.

b.2.1. Benodigde warmte in de reactor.

De in de reactor benodigde warmte is te onderscheiden ins a. ontledineswarmte en verliezen

b. opwarming reactieprodukten

ad;a.' H c 88,12 kcal/mol (lit.17) • 2260 kJ/kg Ca(N0

3)2

Pm

=

1,16 kg Ca(N03)~sec Benodigde reactiewarmte:

~

=

~. H c 1,16. 2260

=

w m

Verliezen in oven ~n leidingen (15%)

Opwarmen reactieprodukten kost:

.,

CaO: y5 x T:x C ... 0,40 x 140 x 0,95 '"' m p

•••••..• =

0,34 x 140 x 1,07

=

...

=

0,42 x 140 x 1,40

=

Totaal

b.2.~. Benodigde hoeveelheid CaO

2620 kw 445 kw 51 kw

90

kw 59 kw 3235 kw

Deze hoeveelheid volgt uit een warmtebalans over de reactor

Pw = Cp in· Tin .~ _m

-

C _{p uit" T 't. Ul} ~ _m invullem T,

₌

1000 oe C p in .. 0,98 kJ/kg III . '1' uit

..

700 oe

c

puit c 0,96 kJ/kg

~w

os 3235 kw

Dit levert dan ' ~ - 10,5 kg CaO/sec.

m

b.2.3. Hoeveelheden rookgassen (direkt en gerecirculeerd)

We moeten nu twee gevallen onderscheiden, namelijk met en zonder malen en zeven., respectievelijk gaval a en b.

'lt ••

~_ ~)c 2-1-0

G,rr-:><.)(

?JI,,~""'- ~

A.

t.e;

II,}"- .)!gOD

-11-geval a.

De totale hoeveelheid in de gasliftheater benodigde rookgassen

(direkt + gerecirculeerd) volgt uit een overall-balans

(}1 • _m T , • C _{u~t p u~t} , -}1. _m T, _~n • C _{p in Ca} ~ O ·

waarins

(}1 _m .T, .C _{l.n p} l.'n - ~ .T _{m u~} ' toC _{p Ul.} 't) _{roo gas} k ~ CO· 10,5 kg/sec m a 0 Tuit CaO D 1000 C T _Ul. ' t _rg T in CaO T in rg = 1100

°c

_ 300°C :: 1500

°c

C :: 0,90 kJ/kg. oe p CaO in C , ' " 1 ,42 kJ/kg.oC p rg ~n C CO' _{p a} :: 0,98 kJ/kg.oC Ul.t C _{p rg} 't - 1,36 kJ/kg.oC Ul.

Na invullen en uitrekenen vinden we:

~ c 11,75 kg rookgassen/sec. ~3,~

m

Uit een warmtebalans over de rookgassen volgen nu de

hoeveel-heden gerecirculeerd en direkt van de branders toe te voeren

rookgas. 2-", J 0(.',.-1 (>y .Tad.·C_p 2100)rg direkt + ( ç(,/l'; ,.. ',lr . x.T, .C ) l.n ree p rec rg ree waarin:

-

.

«x

+

y).Tt·C t)

_{p samen} '3~" . '~l.

y G

P

rookgas direkt van branders,met T d a 2100 oe

m a .

x

=

p

gerecirculeerd rookgas van de stoomketel met

m

Tin ree a 500°C (Voor berekening T

ad zie bUlagen)

C ~100 m 1,51 kJ/kg.oC

p ... rg

C _{p rec} 500= 1,27 kJ/kg.oC

Cp t 1500 a 1,42 kJ/kg.oC

Deze warmte balans gecombineerd met de massabalans \

. (x +

y) ..

11,75 kg /sec

.)" J)Ul

~~

geeft dan voor x - , 4 67 kg reCl.rcu a l.e roo as per sec. , 1 t' kg

:!- ~1?,,'1

",, en voor y - 6,75 kg rookgas direkt van de branders

-

-12-geval b.

De berekening van ~ verloopt identiek met die in geval s.

Het enige verschil ~it in de ingangstemperatuur van het

cao;

deze bedraagt nu 700 oe i.p.v. 300 °C. Als we de berekening dan uitvoeren, vinden we

~ _m - 5,11 kg rookgassen/sec.

Dit is dus de totale hoeveelheid rookgassen welke de gaslift

passeert. De verhouding tussen direkt van de branders komende en gerecirculeerde rookgassen woordt ook nu· weer opgelost m.b.v.

een warmtebalans over de rookgassen (precies dezelfde als in

ge-val a) en de massabalans (x + y)

=

5,11 kg/sec. We vinden voor

dit geval:

x - _ 1,65,kg recirculatie rookgas per seconde

y a 3,46 kg rookgas direkt van de branders per seconde. b.2.4. Hoeveelhei.d benodi~d methaan.

In bijlage 111 is de samenstelling van de rookgassen berekend. We vinden daarvoor:

CO

2 s H20 ; 02 s N2 m 1 : 2 : 0,3 , 9,2

Voor M vinden we 27,8 gem.

Volgens geval a'van de vorige paragraaf zijn bij de werkwijze met malen en zeven 7,08 kg/sec rookgassen nodig, dit is dus

7,08/27,8 krool/sec rookgas, dit komt overeen volgens de reactie- _

7,08 km 1/ h

vergelijking met 27,8 x 12,5 0 sec met aan. Dus voor deze produktie aan rookgassen moet verbrand worden:

7,08 16 k /

°

3~

kg!

th

27,8 x 12,~ x g sec c , / sec. me aan.

De hoeveelheid benodigde lucht is dus 7,08 - 0,33 a 6,75 kg/sec Voor de situatie zonder malen en br~~~n is er minder warmte nodig, dus ook minder rookeassen c.q. methaan. Volgens de vorige paragraaf 3,46 kg/sec rookgassen

Met de gegevens van bijlage 111 vinden we nu o~ nezelfde wijze als hierboven, voor de werkwijze zonder malen en zeven:

Benodigd methaan: 0,16 kgjsec

-13-b.2.5. Warmteverliezen.

Van de reactor. Deze warmteverliezen z~n opgenomen in de warmte-balans ( zie schema). Ze z~~n vrij hoog gesteld, l5~~ van de benodigde reactiewarmte,i.v.m. de moeilijke afdichtingen van de roterende oven bij de invoerplaatsen van de sproeileidingen, en vanwege de noodzakelijke koeline van deze leiding.

Van de easlift.()ok deze verliezen zijn afzonderlijk in de warmte-balans verneld en dus in het schema oPGenomen. De verJoren gegane warmte is hier lager Genomen omdat een goede isolatie van het apparaat goed mogelijk is.

Gasverliezen in cyclonen, leidingen enz. Deze verliezen zijn niet apart in de warmtebalans vermeld, maar opgenomen in het

rende-ment van de stoomproduktie. Deze stoomproduktie verleent het proces voldoende speling om eventueel te groot of te gering berekende

warmteverliezen op te vangen door een eenvoudige produktieverandering.

In molen en zeef. Ook deze verHezen zijn geschat en in de warmte-balans tot uitdrukking gebracht in een forse temperatuurdaling van het CaO.

-14-VI. Berekening apparatuur.

In dit hoofdstuk zullen achtereenvolgens de gemotiveerde bereke-ningen van de volgende apparatuur worden ge~even:

Reactor Gasliftheater VI.l VI.2 VI. 3 VI.4 VI •

.5

VI.6 S~e1tbakken en warmtewisselaar 11 Cyclonen Warmtewisselaar I Ventilator VI.l.Reactor. a. ~ trommel.

Onze opdracht was de mogel~kheden van een roterende oven als reactor voor de ontleding van calciunmitraat te onderzoeken. B~ een dergelijke reactoer is de moeH~kheid het voorkomen van klon-tering van CaO tecen de ovenwand. Het CaO dat uit de dissociatie van Ca(NO) ontstaat heeft de eigenschap zich met het nitraat aan de wand

t~

~echten.

De reactie moet nu zodanig verlopen dat het ont-ledende nitraat niet met de ovenwand in aanraking komt. We laten de reactie daarom plaats vinden opeen laag CaO. Dit kan op de volgende twee manieren gebeuren:

a.l. Sneldraaiende trorr~el.

Deze trommel draait zo snel dat het CaO door de centrifugale kracht tegen àe wand bl~ft liggen. Hierdoor vindt geen aan-koeking plaats. Het toerental is echter hoog. Voor een diameter van

3

meter zou dit 50 orewentelingen per minuut moeten z~n. Het mogel~k samensinteren van CaO wordt hier niet tegen gegaan doordat het CaO in rust is. Het afvoeren van de geproduceerde en oude CaO moet hier discontinu geschieden. De verse CaO

moet daarna weer worden toegevoerd en opgewarmd. Al met al geen gunstige condities.

a.2. Langzaam draaiende hellende trommel.

In deze trorr~el worden de korrels door de wandwr~ving omhoog getransporteerd. Op een bepaalde hoogte laten de korrels de wand los en vallen naar beneden. Op deze vallende stroom korrels wordt het Ca(N07)2 gespoten. Door de beweging van de

korrels wordt het samen~interen tegengegaan. Om aankoeken aan de wand te voorkomen, moet de reactie beëindigd z~n voor de vallende korrels de wand weer raken. Dit bl~kt mogel~k te z~n. Continu axiaal transport van de korrels wordt bereikt door de trommel onder een hoek te zetten. Dit levert geen problemen op.

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

-

-15-b. Warmtetoevoer.

De voor de reactie benodigde warmte moet indirect worden toe-gevoerd. Om een kleine reactor te verk~f~rote

warmte-flux vereist. We zullen de volgende mogelijkheden bezien:

b.l. Inwendige warmtetoevoer.

Directe warmtetoevoer is hierbij niet mogelijk; de enige

moge-lijkheid is warmtetoevoer m.b.v. straling. Verwarming van het

stralend oppervlak kan geschieden m.b.v. elektriciteit of

verbrandingsgassen. Elektriciteit komt hier niet in aanmerking

vanwege de hoge prijs. De warmteoverdracht van

verbrandings-gassen naar stralend oppervlak ~s van ~ien aard dat onder gunstige omstandigheden

40

kw/m . overgedragen kan worden. Het vereiste stralingsoppervlak wordt dan zo groot dat deze

methode niet in aanmerking komt, mede gezien de constructieve

moeilijkheden.

b.2. UitwendiM warmtetoevoer.

De warmtetoevoer kan hier geschieden door straling en/of

convectie. Door geleiding wordt de warmte dan aan het CaO

bed afgestaan. Dit laatste is (veelal) de beperkende factor. De warmte weerstand van de wand en bekleding is hoog. Het

temperatuurverschil is begrensd, zodat de warmteflux gering

is. Dus grote oven vereist. Ook hier doen zich constructieve

problemen voor. Gewenst is een hoge wandtemperatuur voor de

warmtetoevoer. Echter een lage wat betreft de materiaal-eisen.

b.3.' Warrntetoevoer met CaO als warrntedrager.

We gebruiken hier een gedeelte van de warmte-inhoud van het CaO voor de reactie. Daar we bij hoge temperaturen werken, is het t~mneratuurverschil groot. De warmte-afgifte naar de

reactant verloopt dus goed, zodat de reactietijd kort is. We

hebben hier dus geen toevoer van warmte door de wand. De

warmtetoevoer bepaalt hier dien ten gevolge niet de afmeting

van de oven, maar de warmte-overdracht van het CaO bed naar

het ontledende nitraat. De wandtemperatuur kan door de keuze

van een geschikte bekleding laag worden gehouden. Een nadeel

van deze verwarmingsmethode is dat het CaO in een apart heat er

weer opgewarmd moet worden.

c. W~ze ~ opbrengen ~ de r~actant.

Het uitgangsmateriaal is Ca(NO )2.4aq. Dit bevat nog ongeveer

3~fo wate~.

We kunnen het nitraat 6p drie manieren opbrengen t.w.:

1. Als vloeibare smelt van ongeveer 120 °C, wáarbij het nog 3~fo

water bevat.

2. Als poeder.

3. Als vloeibare smelt v&n 560 °C, waarbt het geen water meer bevat.

In onderstaand sttatje staan de in de reactor benodigde

hoeveel-heden warmte om'1,16 kg ca(N0

-16-Y.assa meth. 1 meth. 2 meth.

₃

kei sec kw kw kw Opwarming Ca(N0

3

)2 1,16 625 50

--Opwarming H 20 0,50 550

--

--Verdamping H 20 0,50 1050

--

--Smelten Ca,(N0 3)2 1,16 150 150

--Ontleding Ga(~03)2 1,16 2620 2620 2620 Opwarming reactie- 0,75 160 16ó 160 produkten rrotaa1 benodigd

₄₉₅₉

_Z~8Ö

₂₇₈₆

Gezien de benodigde warmte geniet methode drie de voorkeur. Methode

~én is verreweg het slechtst omdat veel meer warmte is en omdat

de nitreuzen verdund 7.~n met H

20. Methode twee vereist een

maa1-installatie bij hoge temperatuur (of een bij lage temperatuur met

een vaste stof verhitter) en een installatie om het Ca,(NO )2

watervrij te walsen. Dit laatste zal discontinu moeten gescriieden. l'lethode drie kan continu ui tgevoerd worden. Een ander voordeel van

de derde methode is, dat er geen fasenovergang vast-vloeibaar

in de oven hoeft op te treden. De warmte-overd~~n

groter oppervl~k plaats vinden, omdat de vloestof zich beter aan

de korrelvorm van hetbedmateriaa1 aanpast. De benodigde

reactie-tijd is dus kleiner.

d. éonclusie

Op grond van het voorgaande zijn we tot de conclusie gekomen

dat een langzaam roterende, hellende oven als reactor de voorkeur

verdient. CaO word~ gebruikt als warmtedrager. Het nitraat wordt

vloeibaar bij 560

oe

opgebracht. De voordelen zijn:

1. Continue produktie

2. Warmte-overdracht tussen CaO en Ca(N0

3)2 is bepalend voor

de afmetingen van de reactor.

3.

Laag toerental.

4.

Gemakkeltk transport.

J.

ZO min mogelijk samenklontering.

Een nadeel is dat een aparte heater nodig is voor de opwarming van het bedmateriaal. We komen nu aan de berekening van de oven.

Hier-voor is het nodig het stromingspatroon te kennen en de omstandig~

heden vast te leggen. Deze zullen we eerst bespreken.

e. Berekening.

e.l. Stroming in de oven.

Op de volgende bladzijde is het vereenvoudigd mechanisme van de stroming wwergegeven in een. schetsje. (lit. 6)

Voor licht gevulde tro~els met een toerental van 2-4 per

minuut gelden de volgende formulesl (lit. 7)

-11-N =7r.sin c/2R omw. GaO/trommelomw. (1)

met C ra AB

0,037. (q+24) .L

D.n.t inch/reet B

-waarbij: s helling in inch/feet

L

=

lengte in feet

D

=

diameter in feet

(

=

standhoek in graden

n = aantal $mw./min.

t = verblijf tUd in min. e.2. Omstandigheden.

De eisen die we stellen zijn, dat de lengte van de oven gering

is en dat de valtijd t 3 voldoende groot is. De variabelen in het proces zijn de

t~perat

uren,

het toerental, de vullings-graad en de diameter van de oven. De temperatuur van het in de reactor te voeren

rp-

o

is 1000 oe. Dit is gedaan om de oven compact te kunnen houden; er is immers een goede

warmte-overdracht. De temperatuurdaling van het CaO ,in de oven be-draaet 300 °C. Een zo laag mogelijke eindtemperatuur van het CaO is ~nstig, om de reactietijd niet te groot te laten worden is 700 C als uitgangstemperatuur van de reactieprodukten

• geko~pn. De invloed van de andere variabelen op de reactietijd, de belasting en de lengte is af te leiden uit formule (1).

vergroting van: t

A_ B belasting lengte

toerental korter groter korter

vullingsgraad korter groter korter

diameter ongew. groter korter

Het blijkt Jat de diameter geen invloed heeft op de valtijd t A B

Een grote diameter is gunstig wat betreft de lengte. Daarom

hebben we een grote dianeter gekozen (, meter) wat gezien de lengte (6 meter) een aanvaardbare waarde is.

Het toerental ligt vast tussen 2 en

4

omw./min. Veel variatie hebben we hier niet. Om ons niet naar een kant vast te leggen, hebben we hier 3 omw./min. genomen.

De geldigheid van de formulp.s is volgens de literatuur beperkt tot lichtgevulde trommels. Een hoge vullingsgraad is gunstig. Onze keus is daarom gevallen op een vullingsgraad van 2~/o

-18-e.3.

Berek~ning ~ belasting ~ lengte. De volgende gegevens zijn reeds bekend, ingangstemperatuur CaO: 1000

.,c

uitgangstemperatuur CaO: 700 oe toerental :

3

omw./min.

vullinesgraad: 20/0

diameter: ) meter

benodigde warmte: 3235 kw.

Uit deze gegevens kan berekend worden dat er per seconde 10,5 kg CaO aan de oven moet worden toegevoerd.

We zullen nu de warmte-overdracht CaO-.Ca(NO )2 nader

be-kUken. Van belang hierbU zUn de indringdiepte en de belasting. Daar het bed flink in beweging is, mogen we gerust aannemen " '~ dat de indrinediepte sr: 1 cm. bedraagt. Aan het bed stelt ~ men de eis dat de temperatuur na de reactie maximaal 100 oe

lager is dan ervo~r. We nemen daarbU aan dat de helft van de korrels meedoet. De belastinl'waarbU deze toestand bereikt wordt, kunnen we met de volgende vergelijking bepalen:

ep.

V~

'

.

si

.l.l.fstort.

A

r

..

M@

-~""~f.<.-

l1/ILl-met: s. a 0,01 m e a 0,97 kJ/ kg.&e

1 p

f

stort - 900 kg/m

3

Ä T Ol 100 oe

hieruit volgt: M _ 0,187 kg/m2.

We hebben tot nu toe niet gecontroleerd of de warmte inder-daad overgedragen wordt. We zullen eerst de daal~oor benodigde tUd berekenen. We nemen daarvoor aan dat het nitraat ontleedt bU 600 oe. De warmte-overdracht verloopt het slechtst aan het

eind~ van de reactor. De temperatuur bedraagt daar ongeveer 725

c.

Wanneer we aannemen dat het nitraat homogeen verdeelt is ov~- de helft van de korrels en het gehele oppervlak bedekt; geldt (lit.9): wat nu ~ - 600 72~ - 600 overeenkomt a.t is F '" d2

!

0 IS 0,2 met F '" 0,04

À

effe .10-6 0

3

' waarin a - _{feff. C}

..

_1,6.0,97 p - 2.10 -6 m 2 Isec

De ksrreldiameter is 10-3 m. De tijd benedigd voor het over-dragen van de reactiewarmte werdt dan 0,02 sec. We zijn uit-gegaan van een ideale toestand. De massaverdeling in reactie-zone zal niet gelUkmatig zUn en ook zal het gehele korrel opper-vlak niet bedekt zijn, zodat de in werkelijkheid benodigde tijd groter zal zijn. We nemen daarom aan dat de werkelijke reactie-tUd korter of gelUk is aan 0,5 sec.

-19-De beschikbare reactietijd valt te berekenen uit de bewegi~ van de CaO kerrels. F'ormule (1) geeft voor het aantal rotaties van de CaO korrels~

N ... "TT sin

~

.. ". sin

i;J-

-

2,4 r.taties

per om"". van de trommel. Het toerental is 3 omw./min., d.w.z. één trommelomwenteling in 20 seconden en dus een rotatie van het CaO deeltje in

8,33 seconden. Van deze tijd ligt het 20/3 m 6,66 sec. langs

de wand. De valtijd bedraagt dus 8,33 - 6,66 R 1,67 sec. De

valsnelheid

216/1,67

= 1,58 m/sec.

Vergelijken we de nodige reactietijd met de valtijd, dan zien we dat de beschikbare tijd voldoende groot is om het

warmtetran-sport te doen plaats vinden.

De valsnelhei bedraagt 1,58 m/se

_2,

dat houdt in dat·per meter trommel lengte per seconde 1,58 m eppervlak doorstroomt. Per meter lengte mogen we dus opspuiten:

1,58.M

=

1,58.0,187 c 0,29 kg/sec

In tetaal moet 1,16 kg/sec worden opgespoten; de benodigde lengte wordt dan 4 meter. De totale lengte van de oven, met inloepstuk en afvoergedeelte wordt nu 6 meter.

e.4. Heropwarming ~ het CaO.

Uit het voorgaande weten we dat het CaO in 8,33 sec een rotatie maakt. We kunnen nu uitrekenen hoe de temperatuur-verdeling is .~a één ~0tatie. Aan het einde van een vallende beweging is een gedeelte van het CaO 100

oe

in temperatuur gedaald, terwijl het overige CaO dezelfde temperatuur heeft.

Voor het bepalen van de temperatuurvereffening is het nu van belang te weten hoeveel er afkoelt en hoeveel niet.

We beschouwen een willekeurige plaats in de oven, b.v. met.

i

!

T

be g~n . - 850°C i in de oven is per meter lengte er valt dan per sec. per meter

1260 kg CaO, 1260 .. 151 kg

8,33

er koelt af: v.L.c! .1/2.900 m 1,58.1.0,01.1/2.900

-"

7,1

kg/m sec E

4,7%

van het totaal

dat naar beneden valt. We kunnen dus wel aannemen dat ieder afgekoeld CaO deeltje volledig door warmer CaO omgeven wordt, bovendien ook door een warmere gasatmosfeer.

We berekenen nu de doorwarming met de penetratietheorie en Fcmrier.

Tbegin .. 850°C i _{Teind .. 750°C (zie blz.t8)}

Dus Tl ' 90ntacttemperatuur, varieert van 800 tot • 845 oe we nemen hiervoor in de berekening 830°C.

15

-20-· Fo at

"7

t .. 6,6 sec 1 d

=

10-3

_m

~

effe a •

-~=.-=----r

eff •• Cp feff.c 1600 kg/m

3

C - 0,97

kJ/lr..g p

°

~ a 8 Wim C (vast CaO)

~ a ~ 3 wjmOc (poreus CAO)

omdat hier bovendien niet het gehele korreloppervlak door

C~O (warm) wordt omsloten, nemen we À

eff veel lager, b.v.

1/100, dus •

~eff. a 0,03 W/mOC

dan krijgen we dus:

en Fo ... -8 2.10 .6,6 10-6 0,03 a a _...,..::;..z._~ __ _ 1600.970 -6

'"

2.10

=

0,132 Tl - (T) hieruit vinden we

--~---Tl -

T"

• . (T) .. T na doorwarming (To

-7500e)

en na invullen

(T)=829,6

oe

.Hoewel deze berekening niet de pretentie heeft exact te zijn,

kunnen we er toch wel de conclusie uit trekken dat we ons over de doorwarming ~een zoreen behoeven te maken.

e.5. Sproeien.

...

-...

Het opbreneen van de reactant, calciumnitraat, eebeurt met een

p~p waarin sproeiers zijn bevestigd. ~et aantal en de afmetingen

zullen experimenteel bepaald moeten worden. Om de p~p in de oven te ondersteunen en om de pijp ~emakkelijk verwisselbaar te meken ha~en we hem aan een kokerbalk van AISA 316. De koker-balk wordt inwendig gekoelà tot een temperatuur van +

500

&C.

De censtructie is in b~gaande schets gegeven.

We berekenen W: 2 / 3

I

=

7,5 .5.2

+

1 12.0,5.7,5 .2

= .. 0,5 r--- 595 cm4 • W - I/e -

595/7,5 - 79,3

cm.

3

<r' r: N/W , we moeten clUS M weten.

-21-De belasting bestaat uit gewicht Ca(N0

3)2 (a)

~ewicht p~p (b)

gewicht koker (c)

2

at (a): diameter 3/4 inch, dus doorsnede oppervlakte van

3,2

per meter ~eeft àit een belasting van

3,2.2,2.0,1

-

-... 0, 7 ~/m

cm •

ad (b): <& .. 3 mm., tlUS ~ewicht per meter is 6 k~. 2

ad (c): Ó = 0,5 cm. Opp. a (2.10 + 2.15)0,15 - 2~ cm .•

Het ~ewicht per meter is dan 25.0,1.8

=

20 kg

Dus q =

26,7

k~/m.

M

is dan

26,7.3.3 - 26,7.3.1,5

= 120

k€m

. 12000 2

«an 1S

cr

""

79,3'" 150 ~/cm •

<t ..

225

~/cm2,

dus dit is een

~eede

constructie. ,Het warmtev

₂

rlies blijft ook binnen

cf> ..

15

kw/m , <dan is het verlies:

de perken, want stel dat

w •• pp ....

(0,1.2

+ 0,15.2).6

cP

..

3.15 .. 45 kw w 2 Je 3 m

Uit vftnr~aande berekening bl~kt wel dat het toevoeren van de

reactant ~een ~ote problemen ~eeft.

e.6. Hellingshoek.

De hel1in~ die de oven moet hebben om het transport van CaO

te onderhGudén, berekenen we met de volgenàe formule: s "" 02021.(~ +

241.

L

inch! feet in ons ~eval is:

D.n.t

,

L '" 20 ft. D - 10 ft.

n ...

3

emw./min. «C .. 40° t Cl

12,15

min.

De verbltft~d t is als vD1~t te berekenen:

t

_-

1fï4

_{. •}

D2.0

_1>WI'

,

2.L.~

_l.o 7560 12 15 i

0: 11, 5.60 '" , m n.

Voor B volgt hieruit

0,13

.

inch/ft. '" 0,0108 m/m; de helli~

'

is dus 1,0~/o, de hoek 0 37 •

e.7. Aandr~fverm·Gen.

Het aandrijfverm$gen wordt benut om de potentiële energie van de kerrels te verh~~en en om de wruvi~ te overwinnen. De ener-gieom de korrels te versnellen is te verwaarlozen.

e.8.

-22-Om de verhoging va~ de potenti~le energie te bepalen, verdelen we de doorsnede in laagdiktes van s c 12,5 cm.

(zie bijlage r).Om een zo'n laag geheel op te voeren van x naar y, is nodig:

m.g.Áh c 1- .R .s.l.('~ .g.Ah Joule

Cl gem. )'

Het opvoeren geschiedt in z seconden. 'russen z en IV bestaat het voleende verband: z. IQ = J

Om de potentiële energie te ~erhogen is dus

:i: Lo). l' • s.l. Pst .e..Ah watt nodig

gem. ):

Allen l' en h z~n afhankel~k van de gekozen laag.

In

de

bUlage gem·z~n deze waarden aangegeven, ev€nals hun produkt. De som van de produkten is

7,2.

Het vermogen wordt dan:

"ft/lO. 0,125. b. 900. 10.

7,2.

..

15,3 kw

Om eventuele oppervlakte-afwUkingen te compenseren rekenen we met

17

kw. De wrUvingsweerstand is moeilUk te berekenen zonder constructieve gegevens, we stellen deze op 1 kw. To-taal benodigd vermogen wordt nu dus 18 kw - 25 pk.

Materialen en constructie

De oven is bekleed met een laag vuurvaste en een laag iso-latiesteen. Met deze constructie zUn de warmteverliezen zo gerin~ mo~elUk. De temperatuur van de stalen wand blijft daardoor beneden de 150 oe. Zoals eerder reeds is opgemerkt mag de vuurvaste steen geen silicium bevatten omdat de oxi-den hiervan met calciumoxide reageren. Aan de isolatiesteen worden geen speciale eisen gesteld. De keuze van de bekle-ding zal uiteindelijk moeten geschieden aan de hand van de leveringsprogramma's van de fabrikanten. De eigenschappen van de gekozen stenen bepalen dan de bekledingsdikte. De wanddikte van de vuurvaste steen, alsook die van de isolaties teen is voorlopig op 10 cm gesteld. Het warmte-verlies bedraagt, bU een hoogste temperatuur van 1000 oe ongeveer 100 kw.

De aangenomen warmtegeleidingscoëfficiënten bedragen hier 1,0 en 0,2 wjmoC.

De wanddikte van de stalen wand hangt ook weer af van de gekozen steen. De lineaire uitzettingscoëfficiënten spelen hier een &rote rol. Gezien de lage wand temperatuur is een dikte van 1,5 cm wel voldoende. De ·,.;a~d staat nauwelijks aan corrosie bloot, zodat een enigszins roestvrU staal al voldoende is.

-23-V1.2. Gasliftheater.

De warmtetoevoer aan de reactant in de oven moet indirekt

geschieden m.b.v. een warmtedrager. Als warmtedrager is CaO

gekozen omdat dit tevens het enige vaste produkt bU de

ont-leding is en dientengevolge geen extra problemen schept.

De (her)opwarming van het CaO kan behalve in de door ons

berekende gaslift ook geschieden in een fluid-bed. Alvo-rens nu over te gaan tot de berekening van de gaslift, '

zullen we het fluid-bed als mogelijkheid van heropwarming beschouwen; en verwerpen.

Een fluid-bed als opwarmer van het CaO zou enorme

afmeting-en moetafmeting-en hebben om dezelfde capaciteit als een gaslift te hebben. Omdat we immers met lage gassnelheden moeten werken

om uitblazen te voorkomen, en omdat een grote hoeveelheid

hete rookgassen nodig is, is volgens onderstaande berekening een diameter van 8,8 m vereist.

We nemen volledige warmte-overdracht tussen gassen en CaO

aan, d.w.z. dat de ~~ga~temperaturen gelijk zijn. Als we de overige omstandigheden gelijk nemen aan die bij de hierna te berekenen gaslift, betekend dit dat we

3/4

van de daar

benodigde hoeveelheid rookgassen nodig hebben, dus

40,5

m

3

/sec. Als lineaire gassnelheid nemen we

3/4

x uitblaassnelheid,

dus

3/4

x 0,90 m/sec.

=

0,68 m/sec Verder geldt: . ~

D2 . v .. 78 m2 d D 8 8

",

... 1/

_{4 •• v} , u s . . , m. g

Om over een dergelijke diameter een homogeen bed te verkrijgen, mede gezien bedhoogte, leek ons zeer moeilijk, zoniet onmogelijk. Vandaar dat door ons besloten is een gasliftheater als uit-voeringsvorm van het opwarmen te kiezen en deze vervolgens

te berekenen.

In een gaslift mag de lineaire gassnelheid veel groter zijn dan in een fluid-bed. Dus om dezelfde doorzet, of zelfs een grotere, aan rookgassen te verkrijgen, kan volstaan worden met een veel kleinere diameter. De hoogte van het apparaat

zal echter,wel groter zijn dan in het geval van een fluid-bed. Dit zal: bl~iken uit de nu volgende berekeningen van de easlift. Uit de in hoofdstuk V berekende warmtebalans volgt dat in de easliftheater

5235

kw aan de warmtedrager (CaO) moet worden

toegevoerd. Afhankelijk van de wijze van recirculeren van het

- - -

-

-24-VI.2.

A

.

Met malen ~ zeven.

De deeltjesgroeHe en d.eeltjeser . . tteverdeli~ van het CaO dat de reactor verlaat behoeft correctie. Dit geschieàt in een maal en zeefinstallatie. Omdat àe temperatuur waarbij een industriële molen nog kan werken maximaal 400

°

c

be.ra~t, moet het CaO 4US eerst van 700 t.t 400 ·C gekeelà wtr«en in een warmtewisselaar. Deze warmtewisseling is moeil~k en zal later in het versla' nog be-sproken worden. Verder rekenen we met een temperatuurdaling in

molen, zeef en tijdens transport van 100 G_C• De hoeveelheid bij-gev.rmd CaO in àe reactor, 0,40 kg/sec, werdt na het zeven af-eevoeri..

Om te Basliftheater te kunnen berekenen en àimensioneren meeten de

velgende eroGtheden bekend zijn:

a. in- en uitgangstemperaturen van het CaO.

b. in- en uitgangstemperaturen van de rookgassen.

c. het gasdebiet ,"valsnelheid" van de CaO ""eltjes ,de wP"'mt.p-overdrachtscoëfficiënt voor rookgas-CaO.en de verblijf tijd van

a. Temperaturen CaO. de CaO deeltjes.

Tengevolge van het malen en zeven ligt de ingangstemperatuur

van het CaO dus vast op 300°C. De uitgangstemperatuur wordt op 1000' °c ge~teld (zie ovenberekening).

b. Temperaturen rookgassen.

D~ in- en uitgangstemperatuur van de rookgassen worden op de

volgende w~ze vastgelegd: .

-~ ingangstemperatuur: Deze is gesteld op 1500 oe i.v.m.

materi-aal eisen. Immers bij temperaturen boven de 1550

°c

vormt CaO verbindingen mèt het in de bemetseling van de gaslift aanwezige aluminiUfloxide. Tevens is deze temperatuur .nog redelijk i.v.m.

de mechanische sterkte van de gaslift.

--uitgangstemperatuur: Deze werd vastgelegd op 1100

°c

om de volgende redenen: Niet lager omdat anders het

temperatuurver-schil tussen rOOkgassen en CaO te klein en dus de opwarmtijd te lang zou worden, en daardoor de gaslift te groot. Niet hoger omdat anders teveel warmte verloren zou gaan via de rookgassen. c.l. Gasdebiet

De benodigde hoeveelheid rookgassen in de gaslift bepalen we d.m.v. een awrmtebalans

(

~ _m

.T

_Ul 't~C _{p Ul} ' t - ~ _m .T,.C , _{1n p ln}

)caO

~

( ~ _m .T, .C _{U1 p} l.'n - ~ .T _{m u} it·C _{p Ul.}

Ot)

_{roo gas} k

waarins Tuit CaO ~ _{m CaO} • 10,5 kg/sec .. 1000

°c

°

Tin CaO - 300 C C C _{p a} 0 _Ul. 't D 0,98 C C 0 ° ~ 0,90 kJ/kg.oC p a ln Tuit c 1100 oe rg. T D 1500

°c

in rg. Cp c 1,36 kJ/kg.oC rg uit C ° - 1,42 kJ/kg.oe p rg l.n

- - - - --~

-25-Na invullen en uitrekenen vinden we voor de rookgassen: ~ - 11,75 kg/sec

m

met

P

.

-

0,217 kg/m' levert dit:

~

-

54

m'/sec.

Jgem. v

(Voor berekening

P

zie bijlage tv)

) gem.

Opmerking: Omdat de adiabatische vlamtemperatuur van het

ver-brande methaan-luehtmengsel 2100

°c

bedraagt (zie bijlage It~)

worden de rookgassen/verbrandingsgassen direkt na de branders vermeng(met recirculerende rookgassen van lagere temperatuur._

zodat afkoeling optreedt tot 1500 oe. De hoeveelheid en tempe-ratuur van de recirculerende roogassen/verbrandingsgassen zijn in hoofdstuk V bepaäld.

c.2. "Valsnelheid".

Onder "valsnelheid" verstaan we de snelheid van het CaO deeltje t.o.v. de gassen welke het deeltje opwarmen en transporteren.

Voor het berekenen van deze relatieve snelheid maken we gebruik van de volgende formule (lit. 8):

0,152.(D )1,14. gO,7 l 4. (P _Q )°,714 P c )s Ig 0,428 O,2tl5

~

·rg

D - 10-3 m a 3,28.10-3 ft p 0. 2 ge -32,2 ft/sec Ys .. 3,4.103 ktt./m3 a 212 1b/cuft

r

g .. 0,217. kg/m3 - 1,35.10-2 1b/ cuft.

-6

/

2 -2 /

't

c 52,1.10 N.sec m c 12,5.10 1b hr.ft waarin:

Na invullen, berekenen en omrekenen vinden wes

V

t oe 0,99 m/sec

c.3. Warmte-overdrachtscoëffieiënt.

Bij de berekening van de warmte-overdrachtscoëffieiënt

we de warmteweerRtand gehhel in het gas geconcentreerd en

ver-waarlozen we het warmtetransport àoor straling.

Voor de berekening passen we dan onderstaande formule toe (lit.9 ).

Nu a 2,0 + 1,3.(Pr)0,15 + 0,66.(Re)0,5.(pr)0,33 waarin:

f

g 0,217 kg/m 3 _{-6 / 2}

•

_'l

₌

52,1.10 Nsec m

-6

/

0 v a 0,99 m/sec

À

..

99,5.10 kJ m. C.sec t D

..

10-3 m

ë

ti; 1,39 kJ/kg.oC p p

-26-hieruit vinden we dan voor :

~ 1 2 0

,,- 437 Jjm • C

c.4.

Verblijfttjd.

Onder de verblijf tijd verstaan we de tijd benodigd om het CaO

o 0

deeltje op te warmen van 300 C tot 1000 C. Voor de verblijf-tijd geldt de volgende formule (lit. 8):

2 6. Tr· D • A Tl ' • ct • '(' • p. n.gem. 3 - 7 \ . D . p . e .AT. p J s P s s Waarin: D .. 10 ./ m -~ p 3,4.10 3 kg/m3

f

s '" C ., 0,93 kJ/kg.oC p 8 AT _s • 1000 - 300 '" 700 AT ln.gem. AT. -AT D ~ u ln Á T ./AT ~ ,u ' , oe

Bovenstaande gegevens ingevuld in de formule geeft dan voor de

verblijf tijd ,

't' - 1,9 sec

.

.

d. Dimensionering ~ de gasliftheater.

Met behulp van de in paragraaf a,b en c berekende grootheden

kan de gaslift-nu gedimensioneerd worden; immers voor de

dia-meter van de gaslift geldt:

D2 _

~v

l/4.1T.V _g

terwijl voor de hoogte van het apparaat de volgende formule geldt:

waarin, v a lineaire gassnelheid

g

v

t = relatieve snelheid van het CaO deeltje t.o.v. het gas Pv - gasdebiet .. 54 m3/sec - 0,9 m/sec

~ a verblijf tijd R 1,9 sec

Door nu D (",diameter gaslift) te kiezen, ligt v en dus H vast. In onderstaande tabel zijn voor enkele waarden v~n D de bijbehorende

-27-nummer D m v m/sec H m Fr 1. ~ _{lf,[( 50,::1} 2. 3

7,67

12,7

3.

4

4,32

6,3

Keuze beschouwing:

Nummer 1: a. Zeer hoge materiaalkosten. Alleen door de ongunstige maten is de factor H.D al bUna tweemaal die van num-mer twee. De factor H.D is een maat voor de benodigde hoeveelheid constructiemateriaal.

b. Constructief het slechtst. Immers zeer hoog en smal, dus extra dikke wanden nodig, dus nog meer materiaal vereist, dus duurder.

Nummer

3:

a. Voldoet niet wat betreft lengte-breedte verhouding.

Voor het geval dat het gerecirculeerde CaO dus gemalen en gezeefd moet worden, luiden de afmetingen van de gasliftheater dus als volgt:

inwendige-diameter: inwendige hoogte:

VI.2.B. Zonder malen en zeven.

3

m

12,7

m

De deeltjesgrootte en deeltjesgrootteverdeling behoeft nu geen correctie. Het met een temperatuur van 700

°c

uit de reactor komende CaO kan dus weer direkt onder in de gaslift gevoerd worden. Voor het berekenen en dimensioneren van de gaslift volgen we weer dezelfde procedure als in paragraaf VI.2.A. Ook nu moeten we dus de volgende grootheden bepalen:

a. in- en uitgangstemperaturen van het CaO

b. in-i en uitgangstemperaturen van de rookgassen c. het gasdebiet ~ , de relatieve snelheid v

t van de CaO de~ltjes t.o.v. het rook~as, de warmte-overdrachtscoëfficiënt voor het-warmtetransport van rookgas naar het CaO en de verblUf tUd van de CaO deeltjes in gasliftheater.

a. Temperaturen CaO.

Tengevolge van de reactiekondities in de roterende reactor en het niet nodig zUn van malen en zeven ligt de ingangs-temperatuur van het CaO op 700 °C, terw~l de uitgangstömpe-ratuur,eveneens bepaald bU de reactorberekening, 1000 C bedraagt.

b. Temperaturen rookgassen.

Deze ondergaan geen wuzlging. Ze zijn gelUk aan die bij de berekening met malen en zeven~

-28-Dus de ineangstemperatuur van het rookgas en de uiteanestemperntuur 1100 oe

c.1. Gasdebiet.

o is weer 1500 C

De benodigde heoveelheid rookgassen in de gaslift wordt weer pepaald met behulp van een warmte balans:

waarin:

_Pm

_CaO

₌

10,5 kg/sec T uit CaO 1000 oe T. _CaO 700 oe ~n T uit rg 1100 oe T.

=

1500 oe ln rg C uit

=

0,98 p CaO e CaO in "" 0,96 P e uit 1,36 P rg C in 1,42 '0 p rg

• c

p kJ/kg°C 11 ti 11 ti 11

"

Na invullen en uitrekenen vinden we voor de rookgassen:

~ c 5,11 kg/sec

m

Met = 0,217 levert dit voor het gasdebiet

gem.

De .rookgassen worden verkregen door verbranding van methaan met een overmaat lucht. De adiabatische vlamtemperatuur be-draagt 2100 °c, zodat de verbrandingsgassen direkt na de

branders vermengd moeten worden met gerecirculeerde rookgassen van lagere temperat~ur zodat afkoeling optreedt tot 1500 oe De hoeveelheid en de temperatuur van deze recirculatiegassen is in~oofdstuk V berekend.

- - -- - -

-

-29-c.2. Relatieve snelheid ·~ het CaO deeltje t.o.v •. het rookgas. Uit de formule voor de relatieve snelheid van vaste deeltjes in stromende gassen (zie blz.'2.5) blijkt dat de ingangstemperatuur van het CaO geen invloed heeft. Deze relatieve snelheid is dus evenals in het geval van malen en zeven 0,99 m/sec.

c.3.

Warmte-overdrachtscoëfficiënt.

Ooke< blijkt onaf'nankelijk te zijn van de ingangstemperatuur van

het CaO. Zie daarvoor de forl'mle voor de

warnte-overdra.chts-coëfficiënt op bladzijde2.5. Dus ook hier geldtt 0{ .. 437 J/m2•

°c

c.4.

Verb11~ftijd.

De verblijf tijd, dus de tijd nodig om het CaO op te warmen tot

1000°(; wordt met de volgende formule (lit. 8) bepaald:

2 3 6. 7r. D • A Tl • Cl{ • "l. .,. 11. D • 0 • C • A T P n gem. p I s p s s waarin: D p

fs

c

.. 3,4.10 3 kg/ m3 .. 0,93 kJ/kg.

oe

p s AT s a 1000 - 700 - 300

°c

A '1' A T. AT - 1 - U ln gem . . . ln A'1'.jAT 1 U

-Bovenstaande g~gevens ingevuld in de formule geeft

't" .. l, 1 sec

d. Dimensionering ~ de gasliftheater.

dan:

Met behulp van de in de paragrafen a, b en c berekende grootheden kan de gaslift nu weer g€·dimensioneerd worden. Voor de diameter van de gaslift geldt weer:

I

terwijl voor de hoogte weer geldt:

waarin: v

g lineaire gassnelheid

v

t c relatieve snelheid van het CaO deeltje .. 0,9 m/sec

~v

- gasdebiet ..

23,5

m

3

/sec

-30-Door D, is diameter gaslift, te kiezen, ligt v en dus de hoogte van de gaslift ook vast. In onderstaande tabelgz~n voor enkele waarden van D de bUbehorende hoogten vermeld.

nummer D (m) v

g (ny sec) H (m)

1. 1,; 13 ,3 13,5

2. 2,0

_7,5

7,2

3.

3,0 3,3 2,5

Ook hier kiezen we ntunmer twee als beste uit te voeren mogelUkheid. De redenen van deze keuze z~n dezelfde als bU de berekening van de gasliftheater in het geval wel gemalen en gezeefd moest worden. Zie daarom voor deze motiverine bladz~de

Voor het geval de CaO direkt na het verlaten van de roterende oven in de gaslift teruggevoerd kan worden, luiden de maten van de benodigde gasliftheater als volgt:

inwendige diameter: inwendige hoogte: Haterialen en consructie.

2,0 m 7,2 m

De gaslift kan van beton vervaardigd worden, van binnen met vuur-vaste en isolerende materialen bemetseld.Deze bemetseling moet Si-vr~ z~n omdat anders al b~ 600 oe het SiO~verbindingen gaat vormen met het CaO.(lit.l0). We hebben reeds eerder vermeld dat het in de bemetseling aanwezige Ay~ ook verbindingen met het CaO kan vormen: echter pas bij 1550. Ct hetgeen we daarom als bovengrens van onze

mogel~ke temperaturen hebben gekozen.

De wanddikte van de vuurvaste steen alsook van de isolerende be-metseling is gesteld op 10 cm resp. 15 cm. Het warmteverlies b~ een hoogste temperatuur van 1500

°c

voor de gaslift met gemalen CaO

recirculatiestroom bedraagt dan ongeveer 100 kw, voor de gaslift in het geval er niet gemalen en gezeefd behoeft te worden bedraagt dit ongeveer 40 kw. De aangenomen warmtegeleidingscoëfficiënten bedragen hier 1,0 w/moC (vuurvaste steen) en 0,2 w/moC (isolatiesteen).

VI.~. Smeltbakken.

Het calciumnitraat wordt bij een temperatuur van 560

°c

watervr~ op het bedmateriaal gebracht. Om het nitraat watervrij te krijgen hebben

we twee smeltbakken ontworpen, respectievelijk werkend b~j 140 °0 en één bar en 560 oe en

6

bar.

Het ~itgangsmateriaal is Ca(NO~)?4aq, een vaste stof die

30%

water bevat. Dze stof wordt in de eerste smeltbak gedoseerd, waarvan de in-houd nog 20Î~ water bevat. (zie diagram op blz. 6). Deze smelt is goed vloeibaar, zodat we het naar de tweede smeltbak kunnen verpompen. Aan de eerste smeltbak wordt 1,66 kg/sec Ca(NO~)2.4aq toegevoerd. Van de

•

-31-bak verdwDnt de rest van het kristalwater als oververhitte stoom r 0 .

van ongeveer <:'00 C en ti bar. Deze druk gebruiken we meteen voor het versproeiel! van het calciumnitraat.

De eerste smeltbak.

Aan deze bak moet 820 kw worden toegevoerd. Deze warmtetoevoer

ge-schiedt m.b.v. stoom van 160 oe en 6 bar. De hoeveelhei.d stoom die

nodig is , bedraagt 0,39 kg/sec. De stoom condenseert bij 160 oe in een pijpen bundel. ~e totale warmte-overdrachtscoëfficiënt bedraagt ongeveer 1000 wim .oc. H

₂

t temperatuurverschil bedraaet 20 oe. Het oppervlak wordt QUS

4

1

m- groot. Bij een pijpdiameter van 1" en een lengte van 6 meter (2x3 meter), wordt het aantal pUpen 41/6xO,08 a

85. De afmeting van de püpenbundel wordt dan globaal 3xO,7xO,7 meter. De lengte van de smeltbak wordt dan 3 meter, de diameter 1 meter.

We gebruiken hiervoor een zgn. "kettIe type reboiler".

·De tweede smeltbak.

Aan de tweede smeltbak moet 1455 kw worden toegevoerd. Dit gesshiedt in een warmtewisselaar m.b.v. rookgassen die van ongeveer 950 e tot 700 oe worden afgekoeld. De vraa€ is welke temperatuur we kunnen

toe-laten voordat hinderlijke nitraatsplitsing optreedt en in welke mate.

Aangezien de eigenschappen van het calciurnnitraat bij 560 oe niet

be-kend zijn, zullen we van enige redelijke veronderstellingen moeten

uit-gaan. Het enige wat we weten is dat het dunvloeibaar is (vgl.b~ar met water) en dat het pas bij wat hogere temperatuur gaat ontleden. Dit

gedrag werd waargenomen bij atmosferische druk. Een hogere druk zal verhoging van de ontledingstemperatuur tot gevolg hebben, wat gunstig

.

~:--r'·

~

r'fl

is. '

a. warmtewisselaar

Omdat de eigenschappen van het calciumnitraat niet volledig bekend zijn, zijn bij de onderstaande fysische eigenschappen ook enkele aan-namen venneld: , .. 10-

3

à 10-2 Nsec/m2

f

= 2,2.10

3

kg/m

3

C • 1,4 kJ/kg.oe p. Ä:-voorlopig variabel,

vergelijkbaar met water vergelijkbaar met vast ca(N0

3)2 vergel~kbaar met vast ea(N0

3)2 bij 560 oe later 0,1 en 1 w/moe

We bezien eerst de warmte-overdracht aan de nitraatzijde. Gezien de geringe temperatuurval in de dwarsdoorsnede van de pijp, is het mogeltk dat deze wannte-overdracht het oppervlak bepaalt. Voor de ~!'\ _ warmte-overdracht. in pijpen geldt (li t. 9 )

) Nu .. 0,027.(Re)O,8. (Pr)0,33 voor

~/

('7--

en

2.103

<

Re

~

105 Pr ~ 0,7 De stroomsnelheid bedraagt

0

m/sec. De p~pdiameter is 1".

Voor

1

a 10- 3 Nsec/m 2 is:

Re -

2200. 1,5. 25.10- 3 103 4 • 8,25.10

-32--3

C p

.1{

-

10 .1400 .. 1,40 (," C p)1/3 _ 1,12

Ingevuld in eerder genoemde formule en na herleiden geeft dit: 0,027 • (Re)0,8. (

.c

)1/3.

D p

2/3

10,4.103•

À

2/3

voor

À

=

1 w/moc wordt

~ ~

10.400 w/m2•oC

\ 0 / 2 0

~ c 0,1 wim C wordt ct a 2220 w m • C

-2

voor ~ ~ 10 is: Re =8,25. 103 (Re)0,8 • 1,35. 10

3

-2

".e

c 10 .1400 '" 14

l P '3

(?t

.Cp)l/ '" 2 ,4 Dit geeft op dezelfde wijze:

voor

>..

..

1 w/moC

À

-

0,1 w/moc wordt wordt

~

.. 3460

wjm

2.oc , 2 0 ~... 745

wim.

C

Gezien de bij de berekening gevonden waarden is 1000 w/m2.oC een (

aannemelijke waarde. De temperatuurval in de dwarsdoorsnede ~an '~

de pijp mogen we wel 10

°c

stellen. Dat houdt in dat 10 kw/m moet worden overgedragen. Aan de gaskant is dit een haalbare waarde (zie later).

Het oP?ervlak wordt dus

lt~55.103

/10.103

=

145,5 m2 • 2 Een 1 inch p~jp heeft een warmte-overdragend oppervlak van 0,08 m per meter lengte. De totale pijplengte wordt dus 1820 m.

De temperatuurstijging in de warmtewisselaar stellen we op 5 °C. We moeten dan 145)/5. 0,91 '" 320 kg/sec recirculeren, wat neer-komt op 0,145 m3/sec. De dwarsdoorsnede ven een pijp heeft een op-pervlakte van 5.10-

4

m2 • Daar de snelheid 1,5 m/sec bedraagt, hebben we

0,145 _ 194

-4

1,5.5.10

pijpen nodig. De pijplengte is dan

9

4metGr.~ezien deze lengte kunnen we het beste een U-vormige

~~ydnoundel toepassen. De afmeting hiervan wordt dan globaal

1 x 1 x

5

m.

De warmte-overdracht aan de gaskant zullen we. nu wat nader beschouwen.

De buizen worden dwars aangestroomd. De begintemperatuur bedraagt

-33-1455

260. G p

1455

_

4

kg/sec ,rookgas, dat komt overeen met

260.1,4

ongeveer 12,5 m3/sec.

De warmte-overdrachtscoëfficiënt wordt bepaald volgens HeiJigenstaedt (lit.12). We vinden dan voor de warmte-overdrachtscoëfficiënt

a ., _{a /} 2 0

bo • f~ • fz • fe kcal m .hr. C

'De gassnelheid bedraagt

6

m/eec, ofwel In ons geval geldt nUl

abo

=

30,3

f ...

1,5

')

1

< -

1

r" '"

1,05

zodat a • 48 kcal/m2.oC.hr

=

53

w/m2.oC

w ""

1,5

m/sec

o

Het log. gemiddeld temperatuurverschil bedraagt:

6T ., 350 -

_{In 3,5 9}

7°

=

195

o C.

De warmte-overdracht bedraagt dan juist 10 kw/m2• De warmtestromen in het gas en het calciumnitraat zijn dan in evenwicht.

Afmeting van de tweede smeltbak.

De grootte van de smeltbak moet aangepast zijn aan de hoeveelheid vloeibaar calciumnitraat. Bij een eventuele stop moet de totale

hoeveelheid daarin worden opgeslagen. De warmtewisselaar bevat

1820 x 5.10-4 a 0,91 m3•

Tijdens bedrijf moet er enige voorraad in de bak aanwezig zijn. Het totale volume wordt daarom 2 m

3•

De lengte wordt 2,5 m, de dia-meter 1 m, en de wanddikte 15 mmo Over de plaatsing van de

warmtewisselaar en de smeltbak willen we nog het volgende opmerken: De warmtewisselaar moet zodanig staan opgesteld dat het nitraat

vanzelf in de smeltbak kan teruglopen. Dit vereist een

hoogte-verschi~ van ongeveer 1 m.

De recirculatiepom2.

Het drukverschil dat de pomp moet overwinnen, wordt veroorzaakt door het hoogteverschil en de wrijving. Het hoogteverschil van 1 m betekent een drukverschil van 0,25 bar. De stroming in de buis heeft een Re-getal van 104 à 105• Hieruit volgt dat de factor 4f gelijk is aan

-34-Ap -

4f.

1/2. ~ • v • 2

L/D

1/2. 22fl (). 2 ₁₀ 6p '"

°

1

°2_

11

2 •

10-

3

• 25. Ap .. 0,3 bar r~

De totaal te overwinnen

drukv-~edraagt

dus

0,25

+ 0,3

=

0,55

bar Het te

verp

~

mpen

volume is

~5um3/8ec.

Het netto opgenomen

ver-mogen is:

55. 10

3•

0,145

=

8. 10

3

W m 8 kw c 11 pk

De plaatsing van de po~p kan in of buiten de smeltbak zDn. De

voordelen van plaatsing in de bak zDn dat geen speciale voorzieningen behoeven te worden getroffen om de pomp op temperatuur te houden én dat de pomp eenvoudiger te vervanBen is. De as-ondersteuning en

-afdichting z~n hier de grootste proble~en. Deze Moeten nitraatvr~

worden gehouden, omdat anders ontleding kan optreden. rrierb~ wordt CaO gevormd dat de constructie zal vernielen. De afdichtine zal

moeten geschieden m.b.v. sperstoom, dat b~ 560 oe niet reaGeert met het calciu~nitraat. ~

We hebben hier een aantal moge~kheden en problemen opgesomd. De

oplossing hiervan is echter specialistenwerk. We zullen er dan

ook niet verder op ingaan.

Materiaalkeuze.

Het gehele srneltproces vindt plaats in een corrosieve sfeer. Dit is in de eerste plaats te wUten aan het Ca (NO. )2' dat corrosief is. Daarnaast is het

mogel~k

dat er toch eniGe3voortUdige ontleding op-treedt. Ook de dan gevormde nitreuzen geven, tesarnen met water, aanleiding tot corrosie.

Gezien deze omstandigheden is een roestvrU staal vereist. De keuze is gevallen op r.v.s. 316. Het bl~kt dan dat hier lH schedule

40

volgens ASA voldoende is b~ 560°C. De constructie van de

warmte-wisselaar wordt zodanig ui tgevoerd dat de pijpenbundel precies past

in een ruimte van isolerend beton. Het hete gas stroomt dan via dwarsschotten in de p~penbundel door deze betonnen gang,