Fabrieksontwerp voor de bereiding van methyl-isobutyl-keton

FABR IE KS ON TWE RF voor de bereiding van

ME T H Y L - ISO BUT YL - KE TON.

Juli 1955 ... _, " " A.Bolk Stationssingel 93b Rotterdam CrI C.Okkerse Stadhoudersweg 136a Rotterdam CII

~.

Hoofdstuk I Hoofdstuk 11

Inleiding

Theoretische beschouwing van de uitte voeren reacties

1

3

A.Condensatie van aceton tot diacetonalkohol

3

B.Dehydratatie van d~a~etonalkohol tot 5 mesityloxyde

C.Hydrogenering van.mesityloxyde tot MIBK 6 J

Hoofdstuk 111 Beschrijving van de ontworpen fabriek 1.Plaats van de fabriek

,2.Processtroom bij normaal bedrijf 3.Contröle- en regelapparatuur 4.Hulpmiddelen 8 8 8 11 12 Hoofdstuk IV Berekeningen 13 13

19

Aanhangsel Literatuur

A.Materiaal- en warmte balansen B.Productie en verliezen

C.Berekeningen betreffende de grootte van de

apparatuur 20

1.Globale berekening van de grootte van

enkele apparaten 20

2.Gedetailleerde berekening van de

fractionneerkolom mesityloxyde-water 22 ili.Berekening van de evenwichtslijn

mesityloxyde-water 22

2.Berekening van de grootte van 'de kolom 25 3.Meer gedetailleerde berekenin'g van de

acetonkoeler

Lijst van physische constanten

29

35

Opdracht.

Het ontwerpen van een fabriek voor de productie van methyl-iso-butyl-keton (MIBK).

HOOFDSTUK I Inleiding.

1

Methyl-iso-butyl-keton ( 4-methyl-2-pentanon) is een kleurloze, sterk riekende vloeistof,die voornamelijk gebruikt wordt als

_.

_.

oplosmiddel.MIBK -handelsnaam meestal hexon- is een goed oplos-middel voor vele soorten producten:lakken,nitrocellulose,vele

natuurlijke en synthetische harsen, plastics etc. Het geeft met deze stoffen oplossingen met een zeer kleine viscositeit,zelfs bij hoge concentraties van de opgeloste stof. '

Andere toepassingen van MIBK zijn:extractiemiddel van antibio-tica (penicilline) ,soms w~rdt het toegevoegd a~ benzine ter

verhoging van het octaangetal, bovendien wordt het gebruikt voor het denatureren van alkohol. (lit. 1,2,4,11)

Bijna alle processen,die in de literatuur aangegeven z~Jn, hebben ten grondslag de bereiding van MIBK door selectieve hydro-genering van mesityloxyde,dat via diacetonalkohol uit aceton gemaakt wordt (indirecte methode).Het is ook mogelijk MIBK te maken door directe hydrogenering van aceton 'bij ongeveer 25000 in aanwezigheid van een koper-katalysator. (lit. 3)

Bij ons ontwerp hebben we de indirecte methode gevolgd,bij

welke keuze we ons hebben laten leiden door de volgende argumenten: 1.De indirecte methode geeft vrijwel de theoretische opbrengst

aan zuiver MIBK.

2.De fabriek is,op deze wijze uitgevoerd,minder aan marktschom-melingen onderhevig,dan bij de bereiding van MIBK via de

directe methode.Er kan immers zonder bezwaar overgeschakeld worden op he t f1~!l,~eren van he t vee 1 vuldig toe"gepas te me si tyl-oxyde of

zelfS:~~·~~?diacetonalkohol.

"

,~J

3.Bij de bereid~ng via de directe methode ontstaan veel bijpro-ducten,die moeilijk verder te verwerken of te verkopen zijn. Het onderhavige ontwerp berust op de volgende reactieverge-lijkingen: '

, ! ... -il ",,~. I ~ ., 1. 2. 2 ,

'"

CH 3- _W-CH3

o

aceton alkali lage temp.

y

H₃ CH3-~ - CH₂

-? _.

_CH3

o

OH zure kat. hoge temp. diacetonalkohol

r

H 3 CH

₃

?!-

CHry-CH 3

o

O H ' diacetonalkohol

9

H 3 CH 311-CH C-CH3

+

H20

o

mesityloxyde ?H3 CH

3

I CH 3

-tr-

CH=C-CH3

+

H2 ~ O · Ni-kat. CH -C --:- CH - CH-CH 3

g

2 3

me si tyl oxyde me thyl-iso-butyl-ke ton

De grootte van de fabriek is gebaseerd op een productie van methyl-iso-butyl-ketonvan ongeveer 5000 ton/jaar.

-0-0-0-0-0-0-0-0-0-0-I .\ ; , \ : '. " !

" ... ~

,~

:' ."

3

HOOFDSTUK 11 Theoretische beschouwing van de uit te voeren reacties.

A.De condensatie van aceton tot diacetonalkohol:

+

8190 cal

aceton diacetonalkohol

Zoals iedere aldolcondensatie,is bovenstaande reactie een evenwichtsreactie.Dit evenwicht stelt zich in onder invloed van

basis~he katalysatoren. Daar volgens bovenstaande reactievergelij-king'de vorming van diacetonalkohol een exotherme reactie is,zal het evenwicht bij lagere temperaturen naar rechts verschuiven. .

In de literatuur is bij verschillende temperaturen de ligging van het evenwicht bepaald.Enkele waarden uit lit.5 zijn in de volgende tabel aangegeven.

temp. in 00

°

16,5 40

%

diacetonalkohol in evenwichtsmengsel 2~,9 12,8 7

In lit.6 bepaalde men uit dampspanningsmetingen bij twee

verschillende tempe~aturen de waarde van de evenwichtsconstante:

(x

x

--",0:"2 = 0,0714 (I-x)

stelt hier de molfractie van diacetonalkohol voor.)

Uit deze waarden. kan men m.b.v. de thermodynamische betrekking d InK ~H

---=

dT

de grootte van de reactiewarmte Q berekenen

(Q

= -

~ H).Men vindt dan voor Q :

+

8190 cal.

We kunnen nu,

A

H constant veronderstellende,bij iedere tempe-ratuur de waarde vantde evenwichtsconstante K berekenen.We hebben deze berekening uitgevoerd voor

~~n

ltemperatuur van 1500', bij

"

1

d lnK .1H

dT = RT2

Geintegreerd geeft deze betrekking:

=

-flH

4,575

De grenzen zijn 25° en 1500,zodat:

=

-b.H

4,575 [ 288 - 298] 288.2,98 Voor K₂₅0 0 had men 0,0714 gevond~n 0,0714 en voor

=

8190 [288- 298]

=

~ H:-8190 cal,dus:· log - - - - 0,208 4,575 288.298 Uit deze betrekking lossen we K

1500 op en we vinden'

x = 0,115

=

(l_x)"2"

We vinden voor x: 0,096.we rekenen tenslotte de molfractie om in gewichtsprocenten:

%

diacetonalkohol in evenwichtsmengsel bij 15°0 = 0,096.116,16.100 - . . . , . . - - - = 17% 0,096.116,16

+

0,904.58,08 Wanneer we deze berekende waarde vergelijken met de in de literatuur (5) gevonden waarden op pag. 3,blijkt dat er een redelijke overeenstemming is.

Nu we de ligging van het evenwicht bij de gekozen werktempe-ratuur van 15°0 bepaald hebben, dienen we ons af te vragen na hoeveel tijd dit evenwicht bereikt wordt.Deze tijd wordt voor-namelijk bepaald door het type en de hoeveelheid katalysator.

, Als katalysator hebben we een BaO-katalysator gekozen,die het grote voordeel heeft alleen de beoogde evenwichtsinstelling te· versnellen, zonder echter in het reactiemengsel op te lossen. Sterk alkalische katalysatoren,bijvoorbeeld NaOH,brengen namelijk gevaren van verdere condensatie met zich mede,bijvoorbeeld de condensatie van aceton tot isophoron (lit.14):

",

5

:3 CH-C-CH

. :3

B

:3

Uit onderstaande grafiek (lit.5) 'blijkt dat bij een werktempe-ratuur van 16,5°0 en bij gebruik van BaO als katalysator,het

evenwicht bereikt wordt na ongeveer 130 minuten.

"Daar onze

werkte~peratuur

15 00.is,dienen we. bij de dimensione-ring van onze condensatie-torens er reke·ning mee te houden,dat de . contacttijd van aceton met de BaO~Katalysator eveneens 'ongeveer 130 minuten bedraagt. Daar het werkelijke evenwicht pas na oneindig lange tijd bereikt wordt,veronderstellen we,op grond van boven-staande beschouwingen, dat bij een werktemperatuur van 15°0 en een contacttijd van·120 minuten,er zich in het evenwichtsmengsel

15~ diácetonalkohol bevindt •

. Bereiding van de katalysator. (lit.9)

Men droogt een pasta,verkre.gen door een suspensie van Ba(OH)2 te mengen met natriumsilicaat,tot een watergehalte van lO~ bij 11000.ne verkregen massa wordt gemalen in brokjes van 4-5 mm en eventueel gezeefd.De kat~lysator,op deze wijze verkregen,heeft een lange levensduur en is door zijn hoge porositeit en grote stevig-heid uitermate geschikt voor de condensatie van aceton tot diaceton-alkohol in condensatie-torens.

B.De dehydratatie van diacetonalkohol tot mesityloxyde.

van bepaalde katalysatoren,een vlot verlopende reactie:

r

H 3

r

H 3 CH-C-CH-C-CH · 3 " 2 I 3 ... CH3--~-CH=C-CH3

+

H20 . 0 OH

o

diacetonalkohol mesityloxyde

Vele stoffen oefenen op deze ontwatering een katalytische invloed uit:jodium,oxaalzuur,phosphorzuur,zwavelzuur,phosphor-pentoxyde,zinkchloride (lit.7).'

Als katalysator hebben wij een 3%-ige zwavelzuur-oplossing gekozen(Lit.8).Bij de toegepaste continue werkwijze moeten we er zorg voor dragen dat de katalysator zichzelf niet concentreert, hetgeen mogelijk is door gedeeltelijke verdamping van het aanwezige

wat~r (de temperatuur is 1200C).Afgezien van corrosiegev~ren voor

de apparatuur,is matig geconcentreerd zwavelzuur een katalysator voor verdere condensatie van het nog steeds aanwezige aceton. De volgende reactie kan bijvoorbeeld optreden Clit.10):

mesityleen

Door continu evenyeel water in de reactor te voeren,als er t.g.v. verdamping uit verdwijnt,kunnen we de bovengenoemde verschijnselen voorkomen.

De reactie-omstandigheden zijn dus:

katalysator: 31~ige zwavelzuur-oplossing

temperatuur: l200C '

druk bij 1200: 2 atm.

\,

C.De hydrogenering van mesityloxyde tot methyl-iso-butyl-keton.

CH-C-CH C-CH 3 11' I 3

°

CH3 ) CH--C-CH-~H-CH 3 11 2 3

o .

H 3

,---Een··gevaar bij d~z~' react:le,:Î+s ,dat het MIBK nog. een molecuul _{. ,} wate;r;stof opneemt onder vorming,van het methyl-iso-butyl-carbinol:

._, ~ . ~ J . ....

CH~W-CH~9H--:-CH3 -t H₂ >- CH-_{3 -} yH-, -CH:z- YH-. OH'3"

~- ~, c· r 0 . ; CH

3" . '.: . OH , CH3

. -inèthyl-:Lso':"butyl:keton' methyl-iso-butyl-carbinol

.., ..

.... ... -

.

Deze reactie wordt bevorderd door hoge temperatuur,zeer _{- of ~ _.~}

"."l ó' • ~, • ", ," "1 "I . •

actiev~·hydrogèneri~gskatalysat~ren (bijv. Pt) en hoge waterstof-druk. Doo,r, dF! juiste,. reactie-;omstandigheden te kiezen is het echter

t • ~. - . .:: 'p . • 'I

mogelijk de alkoholvorming geheel te voorkomen • . ",_!~~ .;.~. f I ' " .

In principe is hët"mogeli'jk de hydrogenering zowel in de dampphase':als:'in vloei!stofphase . te. doen plaatsvinden. Technisch aantre'kkelijker is e'cnter he:t werken in de vloeistofphase (minder . . explosiegevaar ,kleiner,e ,apparatuur).

Wij hebben de volgende reactie omstandigheden gekozen,diede the ore tischeopbrengs,t· aan MIBK geven (li t .13) :

temperatuur:' 600C

H

2 -druk: ' .s, 8 atm

katalysator:. Nikkêl op kieselguhr (16% Ni bevattend) hoeveelheid katalysator:- " 9,3%

reactietijd: 1 ,'2Jà;.3' uur

~9~~i,e~~in~:

,tot. 14.00C

~y~r~.t."Zt.·

c,ibij werken onder

bOVengenpem;e~""

- . . 0 o' ....

.-f " ,omstanq.igheden uitf31uitend het keton,van 140,.-170

,e"

- • " . 0 ' "

.-.. .-... ' .-...-.. alkohol

+

,}ce ton, eD:: eb ove p. 170 C uitsluitend de, alkohol;

- • ' - ~ - I .:.; . ~ . _._. ~.,. .

, ~ ,. - . • ~.' ~.. 9 •

Be're iding van de

ka

talysátor:

~." :,." ... ~ ., .. ' "~... J . ' . " 1 1; • '7 _ . ... '" ' . ; ..

V' Nj.( qH)2 word.t,-.. ~.~ }iegemyoor?-igh~id van kieselguhr· ll,.t een

nikk~.lzout-oplossing. nee:rge,slagen en gefil treerd. De verkregen

• ~ _ .".,,: .. _ • '" t.~.. ~ '"-' ~ ... _" A '

.massa,.wordt .in een ,waterstofstroom gereduceerd bij een temperatuur

• ' " ( • - . ~.' I ' . . .

·v~~'~3·50~":'4·O:0~C. ~en~iotte .w9~d,t~ de katalysator afgekoeld in .een ~ ~.'~'" -

..

' - ..:' ,-'-; CO -stroom. '.,'._ ,12 ... '~ ~.! ·,""r .,. ... , . :J- . ~-"\. .... ~:::~

..

• < • ,"l .. , .:.'-". !.. "-"t ..., - . . • . . -

.

-0-0-0-0-0-0-0-0-0-• - . ' ... , . . .. u (

tv

''!

..

.<i-j

b.De mesityloxyde-sectie (lit.l?).

De condities van de dehydra,tatie zijn weergegeven in onder-staande tabel. temperatuur druk katalysator hoeveelheid kat. 120°0 2 atm. 3%-ige H2S04-opl. 1:1 -./<?rl:

Alvorens het aceton-diacetonalkohol-mengsel de ~eact~binnen-stroomt,wordt het in een ejector gemengd met de circulerende

zwavelzuur-oplossing en een evengrote hoeveelheid water als er uit de reactor verdampt.

In d~ reactor wordt het reactiemengsel verhit tot 120°0 door middel van een stoomspiraal.De damp die uit de reactor verdwijnt, bestaat uit aceton,mesityloxyde en water.De samenstelling van deze damp hebben we "wetenschappelijk geschat" en wel op de volgende wijze:

Onze gegevens zijn:

l.kookpunt water bij 2 atm. is 120°0 2.kookpunt aqeton bij 1 atm. is 56°0

3.het stelsel mesityloxyde-water heeft bij 91,8°0 een minimum kookpunt,waarbij de samenstelling is:65,6% mesityloxyde en

34,4% water (lit.ll).

4.de temperatuur in de reactor bedraagt 120°0

Na beschouwing van bovenstaande gegevens hebben we verondersteld dat alle aceton en mesityloxyde verdampt en een hoeveelheid water, die met die bepaalde hoeveelheid mesityloxyde de azeotropische samenstelling geeft •

_.

Het dampmengsel komt via een smoorkraan,waar de druk gereduceerd wordt tot 1 atm.,in een stripperkolom.In deze kolom wordt aceton, dat over de top gaat (en na condensatie en koeling tot 10°0 terug-gevoerd wordt naar de voorraadtank1-,gescheiden van het bodemproduct mesityloxyde en water.De toptemperatuur van 4e stripper is die van het kookpunt van aceton,dus 56°0 en de bodemtemperatuur is die van het kookpunt van deazeotroop van mesityloxyde en water,dus

°

:ot. , .

j

, .. ₁₀

'.

Het bodemprod~~t komt vervolgens in een be zinkvat ,waarin' zich twe~~.. lagen vormen. De b ovens te laag be s taa t ui t me si tyl oxyde me t

etJ~

water,de

ond'~:r:ste

laag uit water met 1,9% mesityloxyde (lit.ll).

De~ovenste laag wordt afgevoerd naar een fractionneerkolom,het

water met daarin 1,9% mesityloxyde wordt gespuid (verg. pag. 19). De top van de'~ractionneerkolom wordt op 91,8 00 gehouden,

zodat hierover êen mesityloxyde-water-mengsel van de azeotropische samenstelling gaat~Dit topproduct wordt na condensatie teruggevoerd naar het bezinkvat.Uit de bodem van

de temperatuur die van het kookpunt stroomt zuiver mesityloxyde.

de fractionneerkolom,waarvan van mesityloxyde is·~(fl.29,500);

. Q

Opmerking:onverzadigde ketonen,zoals mesityloxyde,zijn sterk onderhevig aan oxydatie.Is het daarom om een of andere reden noodz~kelijk het mesityloxyde tijdelijk te bewaren,

dan dient di-isopropylamine als stabilisator toegevoegd te worden ,(0,01 - 3 gew.%). (lit.20).

c.De methyl-iso-butyl-keton-sectie (lit.13).

De hydrogeneringscondities zijn aangegeven in onderstaande tabel. temperatuur druk katalysator hoeveelheid kat. reactietijd 6000 8 atm. Nikkel op kieselguhr (16% nikkel) 9,3% 2 à 3 uur

Dehydrogenering van mesityloxyde vindt discontinu in twee parallel opgestelde reactoren plaats onder bovengenoemde omstan-digheden.

Tussen de twee reactoren bevindt zich een vat,waarin zich de katalysator-slu.:;.ry ... bevindt;nikkel op kiesel~uhr gesuspendeerd in mesityloxyde,l deel katalysator op 1 deel mesityloxyde.

De hydrogeneringsreactoren zijn gedeeltelijk dubbelwandig

uitgevoerd.Door 6f stoom 6f koelwater tussen beide wanden toe te laten kan men de temperatuur tijdens de hydrogenering regelen.

Het mesityloxyde uit de bodem van de fractionneerkolom,stroomt met een temperatuur van 129,50C naar een buffervat,waarin het

gekoeld wordt tot 60oC.Hieruit wordt het in een van de reactoren (waarin zich reeds de katalysator bevindt) gepompt,waarna men de waterstofdruk opvoert ,tot 8 atm. Deze druk houdt men tijdens de hydrogenering constant.

Nadat de hydrogenering voltooid is,sluit men de waterstof-toevoer af en opent men de afsluiter onder de reactor. Door de druk van de waterstof wordt de inhoud van de reactor naar de . filterpersen geperst.Wordt de waterstofdruk te laag, dan moet men

verder van een ~omp gebruik maken.Men sluit de afsluiter weer, nadat de vloeistof in de reactor een bepaald niveau bereikt heeft. Voor een volgende charge pompt' men eerst weer katalysator-slurry in de reactor en vervolgens vult men de reactor met mesityloxyde, zijnde de productie van 2 à 3 uur.

De gehydrogeneerde vloeistof, bestaande uit MIBK,waarin de katalysator gesuspendeerd is,wordt in filters van het type

"Niagara" gefiltreerd.In principe bestaan deze filters uit gesloten,staande cylindrische vaten,waarin als filtermateriaal fijne metaalgazen netten zijn opgehangen. In verband met de irriterende reuk van MIBK (lit.19) zijn normale filterpersen minder gewenst.Bovendien zijn filters van bovengenoemd type makkelijker schoon te maken dan de normale filterpersen. •

Via een omloopleiding is het mogelijk de gefiltreerde vloeistof, wannee~ deze nog niet helemaal vrij van katalysator is (te consta-,

teren m.b.v. kijkglazen),te circuleren.

Daar filterpersenvan het gebruikte type niet helemaal leeg te pompen zijn,en dit ,is noodzakelijk in verband met het schoon-maken van de metalen netten,wordt de resterende vlo~istof door middel van stikstof-ö~der-druk (i.v.m. waterstof in de react9r!) ui t de filters in .b:èt:· aangebrachte buffervat geperst ,waarna deze vloeistof weer opnieuw gefiltreerd kan worden.

De goed gefiltreerde vloeistof,zuiver MIBK,stroomt via een koeler naar de voorraadtank van het ,eindproduct.

3.ContrOle- en regelapparatuur (23).

In het processchema zijn op diverse plaatsen contr61e- en regel-instrumenten aangebracht.De betekenis van de gebruikte

FRO flow recorder controller

TRO temperature recorder controller LLO liquid level controller

PRO pressure recorder controller 4. Hulpmiddelen.

a.Pekel.

12

Voor koeling van de aceton en van de cóndensatiekolommen wordt pekel van ~150C gebruikt,die betro~ken wordt van een centrale pekelkoelinstallatie.

b.Stoom.

Voor verwarming van de dehydraterings- en hydrogenerings-reactoren,alsmede voor verwarming van de fractionneerkolom van het mesityloxyde,wordt stoom gebruikt van 5 atm. en een

temperatuur van 15000. c.Koelwater.

Voor de topcondensors van beide destillatiekolommen,voor de koelspiraal in het mesityloxyde-buffervat,voor koeling van de hydrogeneringsreactoren en voor koeling van het eindproduct wordt rivierwater als condenserend of koelend medium gebruikt. d.Pompen.

De toegepaste pompen zijn electrisch. aangedreven tandradpompen.

-0-0-0-0-0-0-0-0-0-0-HOOFDSTUK IV Berekeningen. Opmerkingen:

1.In de volgende berekeningen hebben we de rendementen steeds 100% genomen.De werkèlijke rendementen liggen tussen 97 en 100%.

2.Bij de warmtebalansen hebben we als temperatuurbasis steeds

oOe genomen.

3.De gebruikte physische constanten zijn in het algemeen literatuuxwaarden.Waar dit niet het geval is,is dit afzon-derlijk vermeld.Een tabel van de gebruikte physische

constanten is vermeld op pag. 35 •

A.Materiaal- en warmte balansen over de verschillende apparaten. 1.Voorraadtank aceton. Materiaalbalans: Warmtebalans: in in verse aceton circulerende aceton totaal in uit 773 20 30287 • • ₅₈ 4375 • 10 30₅₈ 287 = = totaal in 773 kg/h 4375 kgjh

~è~~=~~~

.

~è~~=~~~ 8240 kcal/h 23300 kc.al/h uit 5148 • 10 • 3~ê87

=

27420 kcal/h afgevoerd door 2. Condensatie-kolommen. Materiaalbalans koelspiraal

=

4120 kcal/h in. aceton uit aceton diacetonalkohol totaal uit

~è~~=~w:~

4375 kg/h 773 kg/h

~è~~=~~h

• 14 Warmtebalans: in 5148. 10 • 30,87 58 = 27420'kcal/h

=

54400 kcal/h 773 , reactiewarmte: 116,16. 8190 totaal in uit 5148 • 10 • 0,5 (cp van mengsel 0,5 verondersteld) afgevoerd door koelmedium totaal uit 3.Ejector. Materiaalbalans: in diacetonalkohol aceton water 3%-ige H2S04-opl. totaal in uit Warmtebalans:

Berust op de volgende gegevens:

=

~~~g~=~g~V:~ 38600 kcal/h 43220 kcal/h 773 kg/h 4375 kg/h 223 kg/h 5148 kg/h

~~~~~=~~~

~~~~~=~~~

temperatuur aceton-diacetonalkoholmengsel temperatuur zwavelzuuroplossing

temperatuur suppletiewater (condenswater) cp aceton,diacetonalkohol,mesityloxyde cp zwavelzuuroplossing 15°0 120°0 40°0 0,5 kcal/kg 1 kcal/kg (de laatste vier waarden zijn aangenomen)

in ace ton-diace tonalk. zwavelzuuroplossing suppletiewater 5148 15. 0,5

=

5148 • 120 • 1 = 223 • 40 • 1

=

totaal in 38600 kcal/h 617400 kcal/h 9000 kcal/h 665000 kcal/h =============

In de efctor verdampt reeds een deel van de aceton;de temperatuur in de ejector zal dus ongeveer die van het kookpunt van aceton zijn bij 2 atm.

Daar we bij een druk van' 2 atm. het kookpunt,de verdam-pingswarmte en de c van de damp niet kennen,is de volgende

, p

~

'i,

toestand.

Voor de verdampingswarmte van aceton hebben we de normale waarde (dus die bij 5600 en 1 atm.) van 7,09 kcal/mol

genomen (lit.29)

uit ace ton-diace tonalk. 5148 56 • 0,5

=

144000 kcal/h

~wav~lzuuroplossing 5148 _• 56 _• 1

₌

288500 kcal/h

water 223 56 • 1

=

12500 kcal/h

aceton-damp 1805 _·58,08 7090

₌

220000 kcal/h totaal uit gg~~~~=~g~~~ Er verdampt in de ejector dus reeds 1805 kg aceto~h

4. Dehydratatie-reactor. Materiaalbalans: Warmtebalans: in diacetonalkohol 773 kg!h aceton 4375 kg/h water 223 kg/h zwavelzuuroplossing 5148 kg/h totaal in

uit mes. oxyde-damp waterdamp acetondamp zwavelzuuroplossing totaal uit è~~~~~~g~ 653 kg/h 343 kg/h 4375 kg/h

'.

5148'kgfh

è~~è~=~~~

Hier gelden dezelfde opmerkingen als die gemaakt zijn bij de warmte balans van de ejector (pag •. 14 en 15)

Gebruikte literatuur-waarden (lit.30):

verdampingswarmte water bij 120°0 en

2

atm: 526 kcal/kg verdampingswarmte

mes.o~Yde

129°0 en 1 atm: 86 kcal/kg cp van acetondamp bij 1 atm:(lit.31) 0,347 kcal/kg

in (zie warmte balans ejector) gg~gQg=~g~~~ toe te voeren met stoomspiraal 1022000 kca1/h

uit acetondamp: 4375 • 56 • 0,5

+

+

4375 • 64 • 0,377

+

+

4375

.

_58,08 . 7090 waterdamp: 343 • 120 • 1

+

+

343 • 526 mes~oxyde-damp: 653. 120 • 0,5

+

+ 653 • 86

zwavelzuur: 5148. 120 • 1 totaal uit .5.Stripperkolom.

Materiaalbalans (zonder condensor):

=

=

= = L F

+

L = G

+

K R = D = 0,61 Warmtebalans: in voê'ding F: mesityloxyde water aceton reflux L: aceton totaal in uit ketelproduct K: mesityloxyde water topproduct G: aceton totaal uit 16 753000 köal/h 221700 kcal/h 95300 kcal/h 617000 kcal/h 653 kg/h 343 kg/h 4375 kg/h 2670 kg/h 7045 kg/h

·~Q~1=~~~

De warmte-inhoud van de dampen,die de reactor verlaten,is: aceton 753000 kcal/h

water 221700 kcal/h mes. oxyde 95300 kcal/h totaal 1070000 kcal/h

Bij het smoren van deze dampen van 2 tot 1 atm. treedt een enthalpie-vermindering op,die we schatten op ca. 3% • . De warmte-inhoud van de voeding is dus 1040000 kcal/h

,

,

in :voeding 1040000kcal/h reflux 0,61., 0,5 • 4375 • 56

=

75000 kcal/h uit 6. Bezinkvat. totaal in top~emperatuur 56°0 bodemtemperatuur 92°0 acetondamp 1,61 • 4375 • 56 • 6 7090 1, 1 • 4375 • 58,08 bOdemproduct mes.oxyde 653 • 92 0,5 water 343 • 92 • 1 totaal uit 0,5

=

1054000 kcal/h

=

=

30000 kcal/h 31000 kcal/h,

In bovenste laag 6,5% water in mesityloxyde.(lit.ll) In onderste laag 1,9% mesityloxyde in water. (lit.ll) Materiaalbalans:

in van 'bodem stripperkolom: mesityloxyde water

uit

van top fractionneerkolom: mesityloxyde water totaal in naar fracti'onneerkolom mesityloxyde '. water 653 kg/h 343 kg/h 91 kg/~r~"'-:V; 48 kg/h

it-

~

~~~2=~~~=

verlies (zie tevens pag.19 )mes.oxyde water 737,5 kg/h 48 kg/h 6,5 kg/h 343 kg/h totaal uit 7. Fractionneerkolom. L R

=

D =

3

Materiaalbalans: in voeding F: mesityloxyde water

~~~~===~~~

F

+

L= G

+

K 738 kg/h 48 kg/h

o • Warmte balans: reflux L: mesityloxyde water totaal in uit ketelproduct K: mesityloxyde topproduct G: me si tyl oxyde water totaal uit 274 kg/h 144 kg/h 1204 kg/h ========= 646 kg/h 366 kg/h 192 kg/h

~~~~=~gi~

= 90°0 (geschat) = 91,8°0 (kookpunt azeotroop) 18 . Temperatuur voeding Temperatuur top

Temperatuur bodem = 128,3°0 (kookpunt mesityloxyde) in uit voedin~: mesityloxyde 738 • 90 • 0,5 = water 48 • 90 1

=

reflux: mesityloxyde 274 • 91,8 • 0,5

=

water 144 • 91,8 1

=

totaal toe te voeren met stoomspiraal

totaal in tOP}2roduct G: mesityloxyde 366 _• 91,8

_·

0,5 366 85,8

₌

water 192

_·

91,8 _• 1 192 _• 540

₌

bOdemproduct: mesityloxyde 646 _• 128,3 _• 0,5

₌

totaal uit 33200 kcal/h 4320 kcal/h 12590 kcal/h 1~210kcal/h 63320 kcal/h 147580 kcal/h

~è~~~~=~~~V:~

48200 kcal/h 121300 kcal/h 41400 kcal/h

&1~~~~=~~gè~~

8.Hydrogeneringssectie.

Over de hydrogeneringsapparatuur zijn moeilijk materiaal- en warmtebalansen te geven en wel om de volgende redenen:

1.Het proces geschiedt discontinu,.

2.De reactietijd is slechts bij grote benadering bekend.

3.De

cp van de katalysatorsuspensie is niet bekend.

4.De filtratietijd is afhankelijk van toevallige omstandig-heden,namelijk het al of niet helder doorlopen van MIBK. We volstaan met het geven van een materiaalbalans over de gehele sectie. Materiaalbalans: in mesityloxyde waterstof totaal in ui t MIBK B.Productie en verliezen.

1.Jaarproductie van methyl-iso-butyl-keton.

646 kg/h 13,2 kgjh

g~~!:~=!;W:~

g~~~~=~~~

Zo~ls vermeld is op pag. 2 is de grootte van de fabriek gebaseerd op een jaarproductie van ongeveer 5000 ton MIBK.

Het aantal dagen,dat de fabriek dan per jaar in bedrijf moet zijn,is dan:

5.000.000

559,2 •

24 =

Er blijven dan per jaar 49 dagen over voor revisie-werkzaam~ heden.

Wanneer de fabriek 1 jaar

contin~n

bedrijf is,is de productie:

\ '

659;2 • 24 • 365 = 2f12=~~m

2. Verliezen.

Een min of meer noodzakelijk verlies aan mesityloxyde is de hoeveelheid die in de onderste laag vloeistof van het bezinkvat is opgelost.Dit verlies is per jaar:

6,5,. 24 • 365 = 2g~~~=~~ (ca. 1% van de productie) We kunnen dit verlies practisch tot nul reduceren door enkele malen per jaar de bedoelde oplossing in een aparte kolom te

destilleren,hetgeen uitsluitend bepaald wordt door economische factoren.

•

20

C.Berekeningen betreffende de grootte van de apparatuur.

1.Bij het voorbereiden van het ontwerp hebben we de grootte van alle apparaten op globale wijze berekend.We zullen al deze berek&-ningen niet in dit verslag vermelden,doch we willen volstaan met het geven van de globale berekening van de grootte van ~e conden-satie-kolommen en de acetonkoeler.De grootte van .de andere

apparatuur is op min of meer analoge wijze berekend.

Globale berekenin~ van de grootte van de condensatie-kolommen. De contacttijd moet 120 minuten zijn.

De acet,on-invoer ,is 5148 kg/ho

De snelheid van de'acetonstroom is dus (s.g. aceton

=

0,792 g/cm3): 5148

3600 • 0, 7~2 = 1,82 I/sec

We hebben vervolgens een diameter van de kolom aangenomen van !L§_~.De doorsnede van de kolom is dan 2,01 m2•

---In verband met de vulling van de kolommen is slechts een deel van dit oppervlak voor doorstroming beschikbaar.We schatten dit deel op 50%.Voor doorstroming is dus beschikbaar 1 m2•

De snelheid van de aceton in mm is dus: 1,82 • 106

106 = 1,82 mm

We verdelen de 'acetonstroom over 2 kolommen; de snelheid in iedere kolom is dus 0,91 mm/sec.

De hoogte van het katalysatorbed bij. een contacttijd van 2 uur wordt dan:

:0600 ... ':-

2 •

0,

91 = 6,6 m

P~I

De hoogte van· de kolom hebben we nu gns.teld op f:!:~=m

Globale berekening van de acetonkoeler.

De acetonstroom verlaat de stripperkolom met een temperatuur van 560c.we nemen aan dat de aceton in de leiding reeds tot 55°C is afgekoeld.Deze aceton moet nu gekoeld worden tot 10°C ~. b.v., pekel,die met een temperatuur van -150C in de koeler komt en deze

' 0 .

met een temperatuur van -10 everlaat (aangenomen).Het logarith-misch temperatuursgemiddelde (~T)l.m. is dan 4200.

Er moet afgevoerd worden:

e

De warmte-overdrachtsco~fficient is bij dergelijke koelrs van de orde van grootte van 1000 kcal/m2hoC.Nu is:

fw

=

UA _{(L! T)l.m.} 4375 • 0,52 • 45

=

1000 • A 42

A

₌

2,44 m2

₌

26,25 ft2 De benodigde hoeveelheid pekel is:

4375 • 0,52 • 45

5 •

1

= 20500 kg/h

We nemen pijpjes van ~".Hierdoor gaat 250 kg/h (practijk-getal). Het aantal pijpjes dat we nodig hebben is dus:

20500 250

= 82 pijpjes

Het benodigde oppervlak is 26,.25 ft2.Het oppervlak van een

-?t"

pijp is 0,153 ft 2/ft.De lengte van de koeler wordt dus:

82 .

0,153 = 2,1 ft

=

0,61 m

Uit tabellen blijkt,dat de diameter van de koeler dan ca.40 cm wordt.De verhouding van lengte eh diameter van deze koeler is

abnormaal.We hebben nu,aan de hand van practijktabellen een koeler gekozen,die,bij een betere verhouding van lengte en breedte_

hetzelfde koelend oppervlak heeft.

Deze koeler hée-~t 37 pijpen,de bundeldiameter is l~=gIJè en de lengte wordt dan:

82

37 • 0,61 = 1,34 m

I,

."'-~'

..

22

2.Gedetailleerde berekening van de fractionneerkolom mes. oxyde-water. 1.Berekening van de v10eis'tof-damp-1ijn van het stelsel mesi tyloxyde-'

water.

Het stelsel mesityloxyde-water is een niet-homogeen stelsel, met een azeotroop met salllenstelling 65,6% mesityloxyde en 34,4% water bij een temperatuur van 91,8 00.

De T-x-doorsnede van een niet-homogeen stelsel bij 1 atm. heeft de volgende gedaante:

Aan de hand van lit.26 is het nu mogelijk de vloeistof-damp-lijn van bovenstaand systeem,nodig voor verdere berekening van de kolom, te. berekenen. In de liter~tuur konden namelijk geen waarden voor deze lijn gevonden worden.

Bij deze berekening wordt geen gebruik'!gemaakt van de mol-fractie,maar van de activiteit,aan te geven door:

= ₍₁₎

geldend voor component A.aA is dan de activiteit, ~A de activi-teitscOSfficient en xA de molfractie ván component A in de

vloeistofphase.

Neemt men aan dat de wet van Raoult geldt,dan kan men schrijven:

=

(2)

waarin: PA

=

partiaa1spanning van component A

PA

=

verzadigingsspanning van component A bij de aange-geven temperatuur.

Echter voor een niet-ideale oplossing is x

A niet de effectieve concentratie en moet men dus gebruikmaken van de activiteit,

zodat vergelijking (2) wordt:

=

,,-"

,

~ of PA =

'fA

xA PA Nu is YA = PA _Ir ( 5)

waarin Tt de totaaldruk voorstelt.

Combinatie van de vergelijkingen· (4) en (5) levert:

?t

_{A xA PA}

TC

= (6)

In deze vergelijking zijn xA,P_A en

rr

bekenden.Kan men nu

t

A op een of andere wijze berekenen,dan is men in staat YA op te lossen.

Bekend is nu dat in het azeotropisch punt geldt:

X ·

A

=

YA

zodat vergelijking (6) overgaat in:

°A

=

_PA

TC

(s)

Deze waarde kan men nu gemakkelijk berekenen met de vergelijkingen

~:"'" ""I~" ... ~:~-r\

va~Jt~iaar

voor In

t

_A en In tB: In

't

A CA

=

[1+

x C 2 / . A (,,;A x_B C B (9) " C B lnT_B

₌

[l+XBCBr

x A CA CA en C

B stellen constanten voor,die men kan bepalen m.b.v. de bekende gegevens in het azeotropisch punt.Lost men CA en CB uit bovens taande vergelijkingen op,dan verkrijgt men

[1+

x_B ln

:]2

ln fA CA =

x_A ln

",

.

~" b ~ = X_{A In A} 1+ x B In B 2 l n iB

De azeotropische samenstelling bedraagt:

(10)

65,6% mesityl0xYde,d.i.

34,4%

water, d.i.

0,668 grmol / 100 gr.mengsel 1,909 grmol / 100 gr.mengsel De molfracties bedragen dus:

Voor water: _{= 0,668 . 1,909} = 0,741 vo or me s • oxyde x B ~ 0,668.1,909 0,668

=

0,259 24

Bij 91,8 00 zijn de verzadigingsspanningen van water en

mesityloxyde respect~evelijk 562,8 en 228,0 mm.Voor 1l: wordt 760

mm:

genomen zodat men voor de waarden van

0A

en

1"

B bij het

azeotro-pisch punt vindt 1,350 en 3,333.Met behulp van deze waarden en de vergelijkingen (10) berekent men dan voor de waarden van

=

1,729 CB

=

3,529

t~Jis

nu in staat bij iedere willekeurige samenstelling van

de vloeistofphase

0A

en

DB

te berekenen met behulp van de vergelijkingen (9).

Beschouwt men nu weer de vergelijkingen (6) :

Ol

'0

_{A xA PA}

.

_{.. 'YA}

-rr

?r

_{B xB PB} YB =

_rr

dan kan men dus YA en YB berekenen voor bepaalde waarden van PA en PB' beide behorend bij dezelfde temperatuur,waarbij tevens

YA

+

YB = 1 moet zijn.Is dit niet het geval,dan moet men een andere temperatuur kiezen,waardoor PA en PB dus andere waarden krijgen.

De waarden van PA werden berekend uit de tabellen van de Koninklijke Chemische Vereniging en PB m.b.v.de formule (1±t.27)

X A A

°

5,646 0,03 5,364 0,06 5,091 0,09 4,829 0,10 4,744 0,12 4,576 0,15 4,334 0,18 4,100 0,20 3,950 0,21 3;877 0,24 3,662 0,27 3,515 0,30 _, 3,262 0,40 2,674 0,50 2,181 0,60 1,777 0,70 1,458 0,741 1,350 0,80 1,218 0,90 1,061 .1,00 1,000

~Berekenin

re flux voedin bodemproduct B YA YB 1,000 0,000 ·1,000 1,001 0,301 0,696 1,003 0,454 0,546 1,008 0,546 0,451 1,009 0,572 0,429 1,014 0,611 0,390 1,023 0,650 0,348 1,034 0,687 0,316 1,043 0',699 0,298 1,048 0,709 0,291 1,066 0,730 0,273 1,087 0,749 0,254 1,112 0,757 0,244 1,239 0,782 0,221 1,465 0,789 0,214 1,885 0,778 0,224 2,732 0,756 0,246 3,333 0,741 0,259 4,706 0,717 0,282 10,459 0,991 0,308 34,225 1,000 0,000

kolom voor mesit lox de-destillatie.

De gegevens zijn:inkomende stofstromen: voeding: 0,2049 kg mes. oxyde/sec = 738 kg/h

0,0133 kg water /sec = 48 kg/h reflux: 3.0,0254 kg mes. oxyde/sec =274,5 kg/h

3,0,0133 kg water / sec =144 kg/h dus totaal in: 1012,5 kg mes.oxyde/h

192 kg water /h

uitgaande stofstromen: damp: 4.0,0254 kg mes.9xyde/sec = 366 kg/h

4.0,0133 kg water /sec = 192 kg/ho bodem: 0,1795 kg mes. oxyde/sec = 646,5 kg/h

dus totaal uit: 1012,5 kg mes.oxyde/h 192 kg water /h

ft

•

..

De hoeveelheid destillaat bedraagt De terugvloeiverhouding bedraagt 3.

91,5 kg mes.oxyde/h 48 kg water /h

De vergelijkingen van de werklijnen zijn: l-ste werklijn

₌

_R R

₊

_{1 xn}

₊

_R

₊

1 _{1 x} D 2-de werklijn

₌

RD +gF RD + qF - K

1c

K Bekend zijn: _~

₌

0,741 x F

=

0,262

x_K

₌

0,005 (d.I. 0,1% water in mesityloxyde. Deze waarde is aangenomen)

R

=

3

De vloeistof komt de kolom binnen met een temperatuur iets beneden het kookpunt. Derhalve hebben we q

=

1 genomen, daar het ons onmogelijk bleek q te berekenen met behulp van de enthalpie~n

wegens het ontbreken van voldoende gegevens.

D,F en K moeten nu nog berekend worden in molen:

91,5 48.. 1 t -_ 59km

Ih

D

=

98,14kmol mes. oxyde

+

l8'kmo wa er 3, ol

48 738 /

F

=

18 kmol water

+

98,14 kmol mes. oxyde

=

10,18 kmol h

K = 98,14 kmol mes. oxyde 646,5

=

6,58 kmol/h We vinden nu voor de beide werklijnen: l-ste werklijn: y

₌

0,75 x+ 0,185 2-de werklijn: y

₌

1,43 x 0,002

Jt,;.

Berekening 'van de afmetingen van de kolom. De dampstroom bedraagt:

4.0,0254 kg mes. oxyde/sec 4.0,0133 kg water/sec

=

10-3 .1,035 kmol mes. oxyde/sec 10-3 .2,96 kmol water/sec dus totaal 3,995.10- 3 kmol/sec.Het volume bedraagt dan bij

O · 0

760 mm en 91,8 C (= 364,8 K):

3,995.10- 3

.22,4.

3~i38

=

0,1195 m3/sec

De dampsnelheid in de lege kolom hebben we op 1 m/sec gesteld, zodat dan voor de kolomdiameter wordt gevonden 0,39 m

-..

27

d.i. 15,4". Gebruiken we nu Raschig-ringen van l",dan is volgens lit.25 de H.E.T.P. = 15" = 0,38 m.

Volgens de methode van Mc.Cabe-Thiele berekenen we het aantal theoretische schotels grafisch in het diagram.We vinden 3 theoretische schotels,exclusief de bodem van de kolom. Bij de berekening van de lengte van de kolom hebben we 4 theoretische schotels in rekening gebracht,zodat de lengte van de kolom wordt 4.0,38 m

=

1,52 m.

Contröle op de berekende waarden.

Het is mogelijk, dat onze aannamen foutie ons ..

we voorbJ.J het IIflooding point" van de kolom, ..

Door gebruik te maken van de volgende grootheden

kan men in de bijbehorende grafiek aflezen of men zich beneden het "flooding point" bevindt:

;2 . [:3] .

~:

.

r-

O. 2

en

waarin:

v

₌

dampsnelheid in lege toren dimensie: ft/sec

g

₌

a

₌

X

₌

Pv

=

PI

=

=

versnelling van de zwaartekracht

oppervlak per vol. eenheid vld vulling porositeit van de vulling

dichtheid van de damp

dichtheid van de vloeistof

van de Vlc::ttof

...:;.. ,.

Deze grootheden kunnen alle bepaald worden: v

=

1 m/sec

=

3,28 ft/sec a 185 voor lil-ringen 32,2ft/sec2 ft1ft 3 ftlft 3 lb/ft 3 lb/ft 3 cp. lb/h lb/h

28

Pv

=

gewicht damp/volume damp.De dampstroom bedraagt

~

=

4.0.0254 kg mes. oxyde/sec en 4.0.0133 kg water/sec

=

=

0,1548 kg/sec.Het volume is groot 0,1195 m3 ,dus is

Pv

=

1,293 kg/m3

=

0,0811b/ft 3

0,6 cp (aangenomen, want de temperatuursafhankelijkheid van de viscositeit was niet bekend,zodat de waarde bij ongeyeer 900C niet bepaald kon worden.0,6 cp is de waarde bij 300U.

L

=

3D

V

=

4D

.. . . . t" •

Voor de beide grootheden op pag. 27 wordt -nu gevón~en na invullen van de diverse waarden: 0,0852 en Q,0294~Volgens de grafiek in lit.23 (pag.362) bevinden we ons beneden het "flooding-pointll _{van de kolom.}

Volgens lit.25 kunnen we ook het drukverva~~@ver de kolom berekenen.Dit drukverval,uitgedrukt in rnm

Hg/f~,iS

afhankelijk van de vloeistofstroom en de pakking.

en dus De vloeistofstroom bedraagt: 274,5 kg mes.oxyde/hr 144 kg water / hr totaal 487 dm3 :

=

274,5 dm3 mes.oxyde/hr 0,8 3

=

144 dm water / hr

487 dm3/hr

=

17,15 ft 3

/hr

door de totale doorsnede van de kolom,zijnde 0,1195 m2

=

1,29 ft2,dUS bedraagt de vloeistofstroom

17,15 ft3/hr.ft2

01,29 = 13,3

Volgens tabellen in lit.25 bedraagt dan het drukverval ner - "lIil"

f~Jtb~~§:,b~~k.~~1: Raschig-ringen: 1,38 mm~&Ift,dUS over de

gehele kolom (lengte 1,52 m

=

5,0 ft) 6,9~·~Hg.

==~=~'1:::'===

: ., l '

"'

ol

.'

29

3. Meer gedetailleerde berekening van de ace tonkoe Ier {lit.23). Gegevens: aceton in 55°0 pekel in -15°0

aceton uit 10°0 pekel uit _10°0

,t

55°C

(D.T)I.m.

=

42°0 _.T4

tn-*~150C

_Ti~

~3

-lO~

I

10°0

Beschouwen we slechts 1 pijp ,dan kunnen we voor het warmtetrans-port de volgende vergelijkingen opstellen:

Heeft port: Hierin is: ~W" 2 't'

=

ex:

_{12 (T 2 - Tl)} in J/m sec tK Wil Î\23 't"

=

- d - (T_{3 - T2 )} d:. II ':f'w

=

pijp met lengte 1 m,dan ~

men nu een wordt

j;

=

_Ainw 0( 12 (T 2 Tl)

p~

=

A

d 2

rr

_ (

R T

3 - T2 )

p~

=

_~itw

ex:

34 (~ - T₃) inwendige oppervlakte per m p~p

uitwendige oppervlakte per m pijp

~ het warmte

trans-t(R_{ui tw} + R_{inw )' Door di t aan te nemen maakt men een}

fout van minder dan 4%,mits

We kunnen nu schrijven: T2 Tl

=

T 3 - T2

=

T₄ - T₃ ::;

~~

Ainw

ex:

12

~~

2...

2 7T

R

d

§:n

AUi tw 0( 34

<

2 tr i

.,.

. ~ ..

•

...

" =

lp'

w 1

+

+

27TR

Moe t er nu een totale hoeveelheid warmte

p

wafgevoerd worden, en zijn hiervoor nodig n pijpen met lengte L m,dan is:

Pw

=

n.L

en krijgen we dus voor bovenstaande vergelijking:

Pw 1 1 1 T4 - Tl

=

--

[

+

+

34 ]

=

n.L _Ainw 0( 12 _{" ( l} À 2TïR AUi tw

ex

Pw ( Rl

+

_R2

+

R3

+

_{(R4 ))} = n.L

Eventueel kunnen we een vervuilingsfactor toevoegen i.v.m. afzet-tingen aan de pekelzijde van de wand (R

4).

Over de gehele lengte van de pijpen moeten we nu gebruik maken

van (~T) I.m ••

Bij de berekening hebben we het aantal pijpen op 37 gesteld, die tezamen een bundel vormen met een diameter van 0,15 ID.

De pijpmaten zijn:(lit.23 tabel 47,pag.420) Dinw

=

0,4985 inch

₌

0,01267 m Duitw

=

9/16 inch

₌

0,01430 m dwand

=

0,032 inch

₌

0,000813 m Ainw

=

0,1304 ft2/ft

₌

0,0398 m2/m 0,1473 ft2/ft 2 ~itw

=

=

0,0449 m /m

F

₌

oppervlakte doorsnede

₌

0,1952 sq. inch

₌

=

1,242

.

10-4m2 Andere gegevens zijn:

9?w

=

~

m aceton • cp aceton •

~

Taceton

=

=

Ook is

Pw

₌

dat is per pijp:

4375

.

0,52

.

45

₌

1?

m pekel • c p pekel dus is

_P

_{m pekel} 20500

37

=

504 kg/h 102500 kcal/h

.

L1

_Tpekel =

Pm

=

20500 kg/h

.

1 •

Bij de berekeningen zijn voor de constanten van pekel,die van water bij

oOe

genomen.

..

.J

31

Het is nu mogelijk m.b.v. de vergelijking op pag. 30,L op te lossen,indien de

(t1T)l m

andere grootheden bekend zijn. Bekend zijn reeds:

=

42°C ~ w • • _{= 102500 kcal/h}

=

= 37 pijpen 0,0398 m2/m

=

=

390 J/moC sec (we gebruiken koperen pijpen) 0,000813 m R

=

+ (

Duitw

+

Dinw )

=

t

(0,01430

+

0,01267) =

=

0,00674 m Tevens is R . tiR.

=

1,128

<

2 2 Ul vi lnw

=

0,0449 m/m

0( 12 en 0( 34 kunnen m. b. v. de bekende be trekking tussen de kengetallen van Nusselt,prandtl en Reynolds berekend worden:

(Nu) (pr)-1/3

=

f(Re)

Deze functie is in diagrammen uitgezet,waaruit men voor een bepaalde waarde van Re de grootte van (Nu)(Pr)-1/3 kan aflezen. Berekening van Rl~

De hoeveelheid pekel bedraagt 504 kg/h pijp.Nu geldt:

;,:.

=

p v

F ( IJ

=

1000 kg/m 3)

':f/ m pekel

/-We vinden uit deze vergelijking de waarde van

v

=

1,127 m/sec Het getal van Reynolds wordt dan:

Re (Jv Dinw

1] pekel

=

1000 • 1,127 • 0,01267

1,8 • 10-3

=

7950

=

Voor stroming in pijpen vindt men nu voor (Nu)(Pr)-1/3 : 31 Nu zijn tevens bekend:

À pekel

=

0,57 J/moc sec

~

pekel

=

1,8. 10-3 Nsec/m2 cp pekel

=

1 cal/gr

=

4190 J/kg

Deze waarden ingevuld in:

[ ex

~Dinw

]

[ ?1

~Cp

] -1/3

=

31 geeft:

[0<

_{12 • 0.01267]} [1.8 • 10 -3 • 4190 ] -1/3 _{= 31} 0,57 0,57

Hierui t kan men 0(12 oplossen.Men vindt dan: cX

12

=

3300 J/m 2

..

--,

.

..I We kunnen nu Rl berekenen: 1

=

7,

6 1 • 10 -3 0,0398 . 3300 ===================== Berekening van R2~ 1 =

=

À ( i 2 TT R 390 8,13.10-4 • 2 •

=

4,92 • 10

-5

1 -3 3,14 • 6,74 • 10 ==================== Berekening van R~

Hiertoe moeten we eerst ~ 34 berekenen.

Aanwezig zijn 37 pijpen, tezamen een bundel vormend met een diameter van 0,15 m (practijkgetal).De pijpen staan trigonaal t.o.v. elkaar opgesteld en vormen zo 7 rijen.We veronderstellen stroming lood-recht op de pijpen wegens de aanwezigheid van schotten op afstanden 0,25 m (aangenomen).

De

Nu

nu Het

De totale stromingsdoorsnede bedraagt nu:

oppervlakte bundel-doorsnede evenwijdig bundelas min. oppervlakte van 7 pijpen, eveneens de doorsnede evenwijdig aan de pijpas , beide oppervlakten berekend over een afstand van 0,25 m.

strOmingsdoorsnede bedraagt dan:

F

₌

0,15

.

0,25 7

.

0,0143

.

0,25

₌

0,0125 m 2 geldt weer:

~m

=

fV F

is _Paceton

₌

792 kg/m3 ,zodat we voor v vinden: v

₌

Reynolds-getal wordt Re

=

= dan: 792 • 0,123 • 0,0143 0,2954 • 10-3 = 4720 0,123 mlsec

We vinden dan voor (Nu)(pr)-1/3 : 53 ,voor stroming loodrecht op een pijpenbundel,waarbij de correctiefactor niet in rekening is gebracht,daar deze vrijwel gelijk 1 is.

v

-4

"

.,.

J

Van aceton ZlJn nu bekend: 0,52 cal/gr

=

0,176 J/moC sec

=

=

We kri jgen dus:

f<X34 • 0'0143J

t

0,176

Hieruit lossen we

ex:

34 op: Voor R3 vinden we dan:

1 R3

=

=

2180 J/kg -3 . 10 •

[0,2954

0,176 965 J/m2secoc 1 33 2180 ] -1/3

=

53

=

Auitw eX 34 0,0449 . 965 ==================== Berekening van R4~

~rengen we de vuillaag van de wand aan de pekelzijde in rekening, dan krijgen we volgens (lit. 23,pag.436)

=

0,001 hroF (sq.ft)/B.T.U.

₌

Dit getal moeten we,om de juiste dimensie delen door ~nw.We vinden dan voor R

4:

van R4 te vinden,nog 1 74

,

.

10-4

3

,

98 • 10-2 = 4 37 • 10-3 ====================

,

In de volgende tabel zijn de verschillende weerstanden nogmaals vermeld: secoC/J Rl

=

0,00761 R2

=

0,0000492 R3

=

0,0231 R4

=

0,00437

Uit de tabel blijkt direct,dat de warmteweerstand van de koperen pijp te verwaarlozen is t.o.v. de andere weerstanden.

We vinden voor de totale weerstand: ~ R

₌

=======================

Zoals reeds vermeld is op pag. 30,hebben we verondersteld,op grond van de globale berekening,dat de koeler 37 pijpen heeft,met een uitwendige diameter van 9/16".We kunnen nu de lengte van de koeler berekenen,gebruik makende van de vergelijking:

Pw

LR

• Hierui t volgt: L

=

We hadden gevonden:

Pw

=

LR

=

(~T)l.m.= n

=

102500 kcal/h 0,0351 seco()/J 420() 37 (pag.30) (pag.33) (pag.31)

Door deze waarden in te vullen in bovenstaande vergelijking vinden we voor L:

L

=

2,7 m

===========

Tenslotte berekenen we de totale warmte-overdrachtco~fficient

U met behulp van de vergelijking:

u

₌

u

=

~w

Agem (Ll T) I.m. 102500 • 4190

3600 • 37 • 2,7 3,14 • 0,0135 • 42 = =============

Prof.Kramers geeft in zijn collegedictaat. in tabel P 17 voor

dergelijke gevallen mogelijke waarden van U van 200 - 1000 J/m 2secoc. We mogen dus de conclusie trekken dat de gekozen koeler inderdaad de juiste is.

Bij de globale berekening hebben we voor U een waarde van 1000 kcal/m2hoC aangenomen.Wij vinden nu voor de berekende U, uitgedrukt in kcal/m2hoc:

U = = _{670 • 4190} 3600 =

==============

Opmerking: Bij alle bovenstaande berekeningen is gebruik gemaak~

van de~~ieken uit het collegedictaat van Prof.lr H.Kramers-Physische Werkwijzen I.

-0-0-0-0-0-0-0-0-0-0-0-35

Aanhangsel.

LUst van physische constanten.

Aceton Diacet.alk. Mes. oxyde MIBK

TV1. G. 58,08 116,16 98,14 100,16 d 20 ₂₅ 0,792 0,940 0,854 0,8024 kpt.760 56,24°0 166 °0 128,3°0 115,65°0 15°0 0,3371 cp 30°0 0,2945 cp i 85 9 cal 8 710 kcal I Hv 7,09 kcal mol ' gr ' mol

30 87 kcal _0,521 cal _0,496 cal

cp _{, kmol gr}

-

_gr

36 Literatuur.

1.Shell Chemical Corporation,Methyl-iso-butyl-keton.

2.Encyclopedia of Chemical Technology,2nd ed.1950,vol.8,pag 116,131 3.Brit.Pat. 656.405.

4.Proc.Third World Petr.Congress,The Hague 1951,Sect.V,pag.169. 5.Bull.Soc.Chim.France 8 (1941) 375-381.

6.J.Am.Chem.Soc. 58 (1936) 311-312. 7.Brit.Pat. 361.667.(1931).

8.U.S.Pat. 2.312.751.(1943).

9.Roy.Australian Chem.Instit.J. and Pro 16 (1949) 317.

10.L.F.Fieser and 1II.Fieser,Organic Uhemistry 2nd ed. 1950,pag.570. 11.A.K.Doolittle,The Technology of Solvents and Plasticizers,

1954,pag.361,509,511,518. 12.Brit.Pat. 362.204.(1931). 13.Brit.Pat.362.457.(1932)~

14.R.Fr.Goldstein,The Petroleum Chemicàls Industry,1949,pag.305. 15.U.S.Pat. 1.925.317.(1934).

16.U.S.Pat. 2.130.592.(1938). 17.U.S.Pat. 2.174.830.(1939). 18.Chem.Eng.News ~ (1947) 1808.

19.E.Browning,Toxicity of Industrial Organic Solvents 1952,pag.331. 20.Brit.Pat. 641.443.(1945).

21.Brit.Pat. 572.602.(1945).

22. C .1Vlarsden, Sol ven ts and allied Substance s lVIanual, 1954. 23.GE.Brown and associates,Unit Operations 3rd ed.1951. 24.J.Phys.Chem. ~ (1952) 1013.

25.J.B.Maxwell,Data Book on Hydrocarbons.Application to process Engineering 1950.

26.Chem.Eng. 61 (1954) 168.

27.T.E.Jordan,Vapor Pressure of organic compounds.

28.B.F.Dodge,Uhemical Engineering Thermodynamics lst ed. 1944. 29.A.Weissberger-E.S.Proskauer,Organic Solvents 2nd ed. 1955. 30. LI\1el1an, Industrial Solvents, 1950.

31.H.Perry,Chemical Engineering Handbook.

J

.~