De bereiding van vloeibaar zwaveldioxyde uit zwavelwaterstofgas

,...--~--- - - --~ .•... ,", , . ~ . , . :' -, . ,

.

.

(

~

f'

"~

.

.

l..

'

•

..

ti E B ERE I DIN G V A N VLO E I B A A R

ZWAVELDIOXYDE UIT

Z W A VEL WAT ERS TOF GAS.

H.J.A. VERMIJS.

I N HOU D

I. Inleiding. Pag. 1

II. Enkele processen voor de afschei- Pag. 2

ding en zuivering van

zwavel-dioxyde.

lIl. Stofbalansen. Pag. 8

IV. Berekening van een apparaat. Pag. 11

D

v.

Literatuurlijst. Pag. 20

t

\\Iv~t~-/

o

- ----

-DE BEREIDING VAN VLOEIBAAR ZWAVELDIOXYDE UIT ZWAVELWATERSTOF.

I. INLEIDING

De opdracht was: het ontwerpen van een fabrieksschema voor de bereiding van vloeibaar S02 uit H₂S. Hierbij wordt verondersteld, dat het H

28 door de petroleum-industrie gele-verd wordt.

Het proces is in twee delen te splitsen: 1. De oxydatie van H2S tot S02;

2. De afscheiding en zuivering van het 802.

In dit verslag zal het tweede gedeelte nader besproken worden.

Vloeibaar 802 is een product, dat in zeer vele

indus-trie~n, zij het op kleine schaal, gebruikt wordt. Wij denken hierbij b.v. aan de textiel- en conservenindustrie, de biet-suikerwinning en aan toepassingen als koelmiddel, als

"antichloor" bij de waterzuivering etc.

Aan de zuiverheid van het 802 worden in het algemeen hoge eisen gesteld. Zo vermeldt K.A. Kobe (1), 1'. 184, dat het normale handelsproduct ten hoogste 0,01~ vocht en ten hoogste 0,02~ niet condenserende gassen mag bevatten. Voor het vloeibare S02' dat in koelmachines gebruikt wordt, liggen

de eisen nog hoger, daar mag het vochtgehalte niet boven

0,005~ komen.

Resumerende kunnen

we

zeggen, dat het hier gaat om de bereiding van relatief kleine hoeveelheden van een zeer zui-ver product.

Wij hebben ons bij het ontwerp van dit fabrieksschema gebaseerd op een productie van 10 ton vloeibaar S02/dag; dit is ruim voldoende om aan de binnenlandse vraag (ca 8 to~dag)

te voldoen.

-2-(

-o

I

l

II. ENKELE PROCESSEN VOOR DE

AFSCHEIDING

EN ZUIVERING VAN ZWAVELDIOXYDE.

Voor de bereiding van vloeibaar S02 uit verdunde gas"~

is het in de regel noodzakelijk het S02 in geconcentreer

vorm af te schei den. c (>.

Deze afscheiding wordt bewerkstelligd door gebruik te

maken van een geschikt oplosmiddel in een al dan niet

geslo-ten absorptie-desorptie proces.

Het hierbij verkregen vochtige S02gas wordt vervolgens

gekoeld, met sterk ~S04 gedroogd en vloeibaar gemaakt.

A. Haenisch-Schroeder proces (2,3)

Het bij dit proces gebruikte absorbens is water. In ver-band met de geringe oplosbaarheid van S02 in water wordt dit proces slechts toegepast bij de verwerking van gassen met een relatief hoog S02gehalte (15-18 vol.%), zoals die bij de

verbranding van zwavel met lucht verkregen worden. Ook in die

gevallen is het verbruik aan water hoog, n.l. 100-200 to~

ton S02. Een en ander brengt een omvangrijke

absorptie-desorptie apparatuur en een hoog stoomverbruik in de stripper met zich mede.

In het onderhavige geval, waarbij het S02 niet door

ver-branding van zwavel, maar door directe oxydatie van H

2S met

lucht wordt verkregen, bedraagt het S02-gehalte in het ruwe

gas ten hoogste 12-13 vol.%. Mede om deze reden achten wij

dit absorptieproces niet voor ons doel geschikt. B. Het basisch aluminium sulfaat proces (4,5)

Het door de Imperia! Chemical Industries in Engeland

ontwikkelde proces maakt gebruikt van een oplossing van

ba-sisch Al-sulfaat, dat verkregen wordt door een oplossing van

Al-sulfaat met kalksteen te behandelen en het gevormde CaS0

4 af te filtreren.

Dit absorptiesysteem heeft weinig toepassing gevond

aa.4'~chijnlijk omdat afscheiding van een

03S03 3,5~o.) in de regenerator, met alle nadeI

, , ' I , "1 .. -~; T l ! I , ---.-,~--.t---=-'l--l---:--;--:: +--'-+C-...J-.:~~'~ I .. , ---~- I·----I·--·l--·--+....l.~~~· [.

o

o

û

c.

Directe compressie (4)

, "

De iwinning van vloeibaar S02 door directe c<?plpressie van gassen' m~t een betrekkelijk laag S02-gehalte (roostgassen b .• v.) wordt, in verband met de hoge compressiekosten, slechts weinig

toegepast.

Daarenboven bevatten de afgewerkte gassen nog een belang-rijke hoeveelheid SB₂ (ca 1 vol.%), hetgeen in ons geval

uiteraard o~toelaatbaar is.

/

Dit systeooi wordt dan ook slechts daar toegepast, waar de afgewerkte gassen nog nuttig gebruikt kunnen worden, zoals bij de zwavelzuurfabricage.

D. Amine process~.

In de loop der tijd z1Jn zeer vele aminen onderzocht op hun bruikbaarheid als absorbens voor S02. De belangrijkste vertegenwoordigers uit deze groep zijn xylidine en dimethyl-aniline (in het vervolg afgekort tot DMA), die beiden een grote absorptiecapaciteit blijken te bezitten (zie

neven-staande grafiek). .

Het Itsulfidine"proces (5,6,12), dat in Duitsland ontwik-keld werd, maakt gebruik van een suspensie van xylidine of

toluidine in water. Het xylidine is een mengsel van een aantal isomeren, dat verkregen wordt door reductie van nitroxyle~n~ Bij het DMA-proces (7,8,11), dat o.a. in de U.S.A. toepassing

vi~dt, wordt wat~rvrij dimethylan~line gebruikt.

Een lonende exploitatie van deze amine-processen is slechts mogelijk, indien de verliezen aan het kostbare absor-bens tot een mindmum teruggebracht worden. Daarnaast dienen bijzondere maatregelen genomen te worden in verband met de autokatalytische luchtoxydatie van S02 tot sulfaat. Een te hoge sulfaatconcentratie kan n.l. aanleiding geven tot ver-stopping der apparatuur, als gevolg van het neerslaan van in water slecht oplosbare aminesulfaten.

Wij zullen reide processen in detail bespreken om de ui·.

:t-eindelijke keuze van het DMA-proces te kunnen motiveren. 1. Het DMA-proces (7,8)

Het in Amerika ontwikkelde DMA-proces kan in twee gedeelten gesplitst worden.

-o

û

-4-a. De absorptie en desorptie van het S02 uit watervrij DMA.;

b. De winning van DMA uit het S02 arme gas, dat van de absorptiekol9m komt en de winning van het DMA uit het water, dat in de stripkolom geintroduceerd wordt • .

Ad a. Het ruwe S02 gas wordt in de onderste sectie van de absorptiekolom met DMA in contact gebracht;

de hierbij ontwikkelde absorptiewarmte wordt in een aantal koelers afgevoerd. Naast het handhaven van een gunstig absorptie evenwicht heeft deze koeling tot resultaat, dat de dampspanning van het DMA laag blijft, zodat grote verliezen aan DMA door verdamping voorkomen worden.

De S02 rijke vloeistof wordt via een warmtewisse-laar naar de stripkolom gepompt, waarin het DM! met behulp van stoom gestript wordt. De stoom voor

/ een deel in de stripsectie zelf, voor een ander .

deel in de regenerator (onder in de kolom) ont-wikkeld.

In het rectificerende deel van de ,stripkolom wordt een waterige S02 oplossing gevormd, waarin de, met de S02 stroom meegevoerde DlvrA-damp, onder vorming van DMATsulfiet gebonden wordt. De laatste resten DMA, die uit het rectificerende deel mochten ont-snappen, worden, na de gaskoeler, op soortgelijke wijze in een scrubber opgevangen en naar de strip-per teruggevoe rd.

Het afgekoelde S02 gas wordt vervolgens met sterk H2S0

4 gedroogd, tot ca 8 atm. gecomprimeerd en vloeibaar gemaakt. (7)

Volgens Fleming en F'i tt is het vloeibare S02 voor

99,995~ zuiver.

Het 502 arme water-DMA mengsel, dat uit de stripper komt, wordt via eerdergenoemde warmtewisselaar en een koeler naar de grote settler gepompt, waarin de twee phasen gescheiden worden. Het DM! wordt naar de voorraadtank afgevoerd; de waterlaag, waarin een kleine hoeveelheid DMA is opgelost, komt in de

Ad b. Boven de absorptiesectie in de eerste kolom bevindt zich een soda wasser, waarin de laatste resten S02 onder vorming van NaHS0

3 en CO2, in verdund Na2C03

geabsorbeerd worden; tevens worden in deze sectie meegesleurde DMA-druppels opgevangen.

In de derde sectie van de kolom, de zuurwasser, wordt de meegevoerde DMA-damp, onder vorming van DMA-sulfaat, in verdund zwavelzuur geabsorbeerd. Voor deze absorptie wordt slechts een geringe over-maat zwavelzuur gebruikt.

Beide stromen, de sUlfietoplossing van de sodawas-ser en de DMA-sulfaatoplossing van de zuurwassodawas-ser worden in één tank opgevangen. De hoeveelheden zuur en soda zijn z6 gekozen, dat bij menging een ongeveer neutrale oplossing ontstaat, waaruit zich DMA afscheidt. Een deel van het DMA blijft als DMA-sulfiet in de waterlaag achter.

De twee phasen worden in de kleine settler geschei-den; het DMA wordt naar de grote settler afgevoerd, de waterlaag komt in de stripwatertank terecht. Het stripwater wordt naar het onderste gedeelte van de tweede kolom, de regenerator geleid. Bij de re-generatie wordt door indirecte stroomverhitting het DMA-sulfiet in DMA en 802 gesplitst. Beide componenten verdwijnen met een hoeveelheid stoom in de stripsectie.

Uit de regenerator wordt een verdunde Na₂S0

4 oplos-sing afgevoerd, die geen 802 of DMA meer bevat. De PH van dit afvoerwater (PH 5-6) wordt via een

PH meter geregeld met de toevoersnelheid van de verdunde soda oplossing.

2. Het sulfidine proces.

Het sulfidineproces, dat wij zullen bespreken aan de hand van bijgaand principeschema, vertoont veel overeen-komst met het DMA-proces.

Bij het D~nA.proces blijft de gehele

absorptie-desorptie kringloop, de winning en de regeneratie van DMA tot twee schotelkolommen beperkt. Bij het xylidine-proces daarentegen heeft men te maken met:

X rUIJ/NE - WATER. __ )(

t

L . 5 U LFleT on. VOOi<.AA/l.lJ

I

--

---~

__

~~~.".

~~

t

Xl"'j

"'

-=-

r

-=::;:_ ;,<. \11

~

__

I-=-

~--~

I

~

K. w.

'-,

-" -I

...

SeTTL~A

r

,

--

,

i

5~~%;

-

_~

c

I

-

,

_ I . \ \

I

/,

LW-

----L=I

50), ABSORPTIE. h I~so~ s % ~

!-f1

_i r , XyU.IJ/Né AllSóAflTlt

---J

- 1 - ~ - ( ###54

I

I

liL

IJATCH

I

I i

. I ïOU1

~&S7.i

1

! 'StTTLO ..

1

'~:

'y _'-___ Lj

1

I

I

~

~-~-

-

J-

1-;--' 'f' .sTee

,<)

s1,7~~r

X y/.!.I!/Nt: V VA2('j. ~

I

j

l

_{- /}

.

'

~~l(OU

70

(J

.

/ _~I - - - . - - I

t

~--tl!~~'~~-

h-i I r

~

_{1 ,} ~~T~1\ ~ L~I 5C1?UB.l3

d

E,i{; :., - ~~~LéA

---. I

-:;t.d=-1 , i I -SiR. / fJPli J< -- - -\ .

~

~

t

--

I

D

ft.SC ' < '1'/ iJ()%j

:r

l)RJCyTDJ{EI'I ~I ' -. -I

,

I

I

,

I

~

_,~J

I

j

A"'VOE~ Z(j(vCR. al SO~ N

CL -

-

::-:.:

-

=

--

-

-w::,;;:-

=-

~

-

CE~Ui"'~.~

i:l'~D

.s 0, Ar I( AllSM""" "

~

-- -""-.':'c. -..

_

~.::

_- .. - - . - J A iJS 0 R.l3 E IV.s

StifFIE/NE

P/?OCES

1

°

o

l

a. Twee of drie gepakte kolommen voor absorptie van S02' elk voorzien van een eigen circulatiesysteem voor het xylidine-water mengsel en van een aparte koeler;

'be Een gepakte kolom voor absorptie van xylidinedampen in verdund zwavelzuur, waarbij een gedeelte van de xylidine sulfaatoplossing continu naar het regenera-tiesysteem wordt afgevoerd ende rest gerecirculeerd wordt;

c. Een afzonderlijk systeem voor regeneratie van de

xyli-dinesulfaatoPlosSi~ (zie b), dat blijkens de meest

recente publicatie 6) gekoppeld wordt aan een instal-latie voor continue afvoer van de overmaat sulfaat '

die aanwezig is in het gestripte absorbens. Een en ander wordt als volgt verwezenlijkt:

Een gedeelte van de waterlaag van het gestripte absor-bens wordt via een settler afgescheiden en met de xyli-dinesulfaatoplossing uit de zwavelzuurwasser gemengd; dit mengsel wordt door indirecte stoomverhitting op 80-10000 gebracht onder toevoeging van een hoeveelheid 50% soda oplossing.

Bij deze neutxalisatie scheidt zich xylidine af , dat via een voorraadtank naar het absorptiesysteem wordt teruggevoe rd.

De hete alkalische waterlaag, waarin nog een hoeveel-heid xylidine is opgelost, wordt ladingsgewijs in een aparte kolom aan een stoomdestillatie onderworpen.

Het mengsel van xylidine en waterdamp w9rdt gecondenseerd en naar een settler gevoerd. Het afgescheiden xylidine wordt naar eerdergenoemde voorraadtank geleid; de water-laag wordt gebruikt voor de bereidi. ng van een 7% Na

2003

oplossing. Deze soda-oplossing wordt aan het gestripte absorbens toegevoegd, om ~S04 dat tijdens de absorptie-desorptie kringloop gevormd wordt, te neutraliseren.

Het ketelproduct, dat uit de destillatiekolom komt, is eel geconcentreerde Na2S0₄ oplossing, die nog wat xylidine be-vat. Deze hoeveelheid xyli~ne wordt als verloren

u

-7-Uit het voorgaande blijkt, dat bij de DMA-proces de

terugwinning van absorbensdampen en de continue afvoer van

overmaat sulfaat uit het absorbens op een meer elegante

en doeltreffende wijze geschiedt dan bij het sulfidineproces.

Wij achten het niet onmogelijk, dat het sulfidine~proces

op dezelfde wijze 'ZIJ u kunnen worden bedreven als bij het

DMA-proces gebruikelijk is. De uiteindelijke keuze tussen

beide processen wordt dan bepaald door de eigenschappen van

het absorbens zelf.

Uit de absorptie-isothermen kan geconcludeerd worden,

dat bij behandeling van 802 arme gassen xylidine een beter

absorbens is dan DMA, terwijl bij hogere

%

(zoals in ons

geval: 12-13%) DMA de voorkeur verdient. Daarnaast is

volgens Fleming en Fitt de absorptiewarmte bij gebruik van DMA kleiner voor zover het de verwerking van 802 rijke gas-sen betreft.

De dampdrukken van DMA en xylidine bij 2000 zijn resp.

0,35 en 0,20 mm Eg. Voor de winning van DMA-dampen is dus

iets meer H

2S04 nodig dan voor xylidine. Daar staat tegenover,

dat DMA-sulfaat veel beter in water oplost dan xylidine-sulfaat. De zwavelzure oplossing uit de zuurwasser kan dus,

indien DMA gebruikt wordt,. relatief grote hoeveelheid DMA

bevatten, hetgeen een besparing op de stoomverbruik in de regenerator inhoudt.

De grote oplosbaarheid van DMA-sulfaat weegt dus tot op

zekere hoogte op tegen het voordeel van de kleinere vluchtig-heid van xylidine; daarnaast is de kans op verstopping der apparatuur door neerslaan van onoplosbare sulfaten bij het

DMA-proces kleiner dan bij het .xylidine-proces.

Wij hebben uit het voorgaande de conclusie getrokken,

A. Eerste kolom Aosoritie-sectie '\ ' \ \)IN'

/

111. ST OFBALA NSEN

Samenstelling ruw 502 gas.

Vol. % Ho eve e1hei d

kg/hr kmo1Lhr S02 12,7 417 6,5 N₂ 79,6 1138 40,6 °2 2,0 31 1,0 CO 2 1,4 32 0,7 H 20 4,2

38

2,1 Totaal 99,9% 1656 kg/hr 50,9 kmo1/hr (ca 1140 m3jhr; Bovenstaande samenstellingen z1Jn berekend voor verbran-ding van ruw ~S gas (90 vol.% ~S.' 10 vo1.% CO₂) met 10% overmaat lucht.

Samenstelling S02-arm gas.

Gegevens(7): concentraties S02 in het gas op de laatste schotel 0,1 vo1.%, dampspanning DMA bij 20oC: 0,35 mm Eg.

S02 N₂ °2 CO 2 H 20 DMA Vol. % Hoeveelheid 0,1 91,5 2,2 1,6 4,7 100,1

%

DMA-stroom. kg!hr kmol/hr 3

1138

31 32

38

2,5 40,6 1,0 0,7 2,1 1264 kgjhr 44,4 kmol/hr (ca 1060

jn3/

hr )

Stellen we de S02 concentratie in het DMA op de onderste schotel gelijk aan 200 gril, dan bedraagt de DMA-stroom:

. - - - --- - - -- - - -B. Zuurwasser - r--.:: U n sodawasser.

ü

-9-6~~o

=

2070 l/hr

=

1980 kg/hr

Van deze hoeveelheid gaat 2,5 kg door verdamping verlo-ren. Bepalen we ons tot de stofbalans voor S02 en DMA dan komen we tot het volgende resultaat:

I~a~de_s!r~m.!n..:.. Uitga8!!,de ~t!.o.!!!e!!:

S02 in gas

417

kg/hr S02 in gas 3,

DMA 1980 kg/hr DMA in gas 2,5

DMA S02 in DMA 2397 kg/hr 1977,5 414 2397 kg/hr kg/hr kg/hr kg/hr kg/hr In de literatuur (1) worden enige gegevens verstrekt over het verbruik van B2S04 en Na₂C0

3 in de zuurwasser resp. sodawasser bij behandeling van een gas met

5%

S02.

H_{2 S04} : 40 lb/ton vloeibaar S02 = 18 kg/ton S02

Na₂C0

3 : 35 lb/ton vloeibaar' S02 = 16 kg/ton S02

Het H

2S04 verbruik wordt bepaald door de hoeveelheid DMA

die verdampt; nemen we aan dat deze hoeveelheid evenredig is met de gassnelheid, dan is dus voor een gas met 12,7 in plaats van

5%

S02 nodig:

~

x 18 kg H₂S0

4 / ton S02

Bij een productie van 10 ton/dag

=

415 kg/hr is het verbruik dus:

~

x 18 x 0,415 = 3,0 kg/hr (= 30 mol/hr, in

vergelijking met een DMA-stroom van 2,5 kg/hr

=

21 mol/hr)

~S04

Aangezien de verhouding _Na gelijk moet blijven om

2C03

het afvalwater op een PH van 5-6 te houden, bedraagt het

'Na₂C0

3 verbruik: 16

u

c.

Stripkolom.

D. Droogtoren.

De H

2S04 resp. Na2C03 concentraties worden niet

vermeld; bij het xylidineproces (6) gebruikt men 4-5% H₂S0

4 en 7% Na2C03• Houden we deze concentraties

aan, dan wordt aan de

zuurwasser toegevoerd en aan de sodawasser

75 l/hr F~SO 4 4% 37 l/hr Na

2C03 7%

In de sodawasser wordt het S02 gehalte in het gas gereduceerd van 0,1 tot 0,05-0,06 vOl.%; dit betekent dat de sodaoplossing 1,5 kg S02/hr of 23 mol S02/hr absorbeert.

Het Na

2C0

3

wordt dus ten dele in NaHS03 of Na2S03

omge-zet, het hierbij ontwikkelde 002 verdwijnt in het afge-werkte gas. Het resterende CO

2 wordt in de mengtank

vrij-gemaakt bij de reactie tussen H2S04 en Na₂C0

3• In de resulterende emulsie (DMA in water) wordt afgevoerd:

( DMA 2,5 kg/hr (gedeeltelijk als

~

D~4A-sulfiet ) vo,l umestroom

~

Na 2S04 3,5 kg/hr 110-120 l/hr ( H 2S04 0,4 kg/hr ( ( _S02 1,5 kg

Voor de stripkolom kunnen geen stofbalansen vermeld worden aangezien enige belangrijke gegevens ontbreken,

n.l.:

1. de temperatuurverdeling in de kolom;

2. de hoeveelheid water die in het rectificerende deel geintroduceerd wordt;

3. de gegevens omtrent het ternaire systeem water-S0 2

-DMA.

Wij beperken ons daarom tot een berekening van de

hoeveelheid B2S04 die nodig is om het vochtige S02 te

drogen. We nemen aan dat het S02 verzadigd met waterdamp

uit de scrubber komt; p~O is bij 200C 1,7 mm Eg.

Voor een S02 stroom van 415 kg/hr = 6,49 kmol/hr moet

u

--- - -

-

-11-p~o x

Ptotaal 6,49 + x

waarin x =

H20

stroom in kmol/hr.

=

Hieruit volgt: x = 0,15 kmol ~O/hr

= 2,7 kg H

20/hr

Het ligt in onze bedoeling het H2S04 dat uit de droogto-ren komt, na verdunning in de zuurwasser te gebruiken. In de zuurwasser is 3 kg H

2S04/hr nodig; gebruikt men eenzelfde hoeveelheid in de droogtoren, dan bedraagt de H2S04 concentra-tie, na absorptie van 2,7 kg water/hr: ca

55

gew.%.

Dit is een redelijk hoge waarde; in de literatuur (9) wordt een installatie beschreven, waarbij 45% ~S04 uit de droog-toren wordt afgevoerd.

IV. BEREKENING VAN EEN APPARAAT.

Wij kozen hiervoor de condensor, waarin het zuivere,

droge S02 gas onder druk vloeibaar gemaakt wordt. De probleem-stelling is als vOlgt:

Een watergekoelde condensor moet 10 ton 80₂/dag kunnen conden-seren. De druk in de condensor bedraagt 8 atm. (condensatie-temperatuur 49°C); de temperatuur van het gecomprimeerde gas stellen we op 60°C.

De oplossing van dit vraagstuk valt uiteen in 4 delen: 1. Het opstellen van een warmtebalans over de gehele condensor; 2. Een schatting van het benodigde koelend oppervlak, teneinde

vast te stellen welke condensortypen voor het beoogde doel in aanmerking komen;

In aansluiting hierop een keuze van de karakteristieke af-metingen die van invloed zijn op het warmtetransport.

3.

Berekening van de totale warmte-overdrachtscoefficient uit de partiele warmteweerstanden;

4. Bepaling van de grootte van het koelend oppervlak.

Ad 1. De totaal af te voeren warmte volgt uit de capaciteit der installatie en het enthalpieverschil tussen in- en uit-gaande 802 stroom. We nemen aan dat het S02 bij 35°C de con-densor verlaat. Uit Ferry, pag. 276, vinden we door lineaire interpolatie:

u

u

enthalpie 802 gas bij 8 atm. en 60°0: 220,8 B.T.U./U enthalpie vloeibaar S02 bij 30°C : 60,6 B.T.U./U

verschil 160,2 B.T.U./U =

160 x 0,566

=

89 kcal/kg

Af te voo ren warmte bij een productie van 10 ton/dag =

0,116 "kg/sec: 0,116 x 89

=

10,3 kcal/sec

=

43,3 kJ/sec. Hoeveelheid koelwater. o 502 gas, 8 atm., 60 C

We nemen aan dat het koelwater van 15 tot

35°0 wordt opge-warmd. Met een spe-cifieke warmte van 1 Kcal/kg water vinden we voor de waterstroom: vloei baar S02 30°C 10,3

₌

_{0,515 kg/sec.} 1 x (35-15)

Ad 2. Teneinde een indruk te krijgen van de grootte van het koelend oppervlak nemen we aan dat de totale w.o. coefficient U 600 J/m2 oe sec. bedraagt (zie Collegedictaat Phys. W erk-wijzen I van Prof. Kramers, pag. 45: U = 300 - 1000 J/m2 °c sec. ) •

De definitievergelijking luidt:

~w

=

U A (ót)m ' waarin: ~w = warmtestroom in J/sec

A = warmte uitwisselend oppervlak in m2

= gemiddeld temperatuursverschil, voor gelijk te stellen aan t - t . t met

tv = dauwpunt condensaa~ w

t = gemiddelde watertemperatuur w

- -- ---- ---

u

o

-13-Substitutie van ~w U (Llt)m A = 43,3 kg/sec. = 600 J/n2 oe sec.

=

49 - 25

=

240C levert: 3 = 43,3 x 10 _ 3 m2

600

x

24

-Een geschikt type condensor voor een dergelijk klein

koelend oppervlak is de dubbelpijp condensor, waarbij het koelwater door de binnenbuis stroomt. Gangbare afmetingen zijn: 1,25" voor de binnenbuis, 2,5" voor de buitenbuis.

Vol-ledige gegevens betreffende deze buistypen vindt men onder

ad 3. ---Ad

3.

2 Dl = 2,875" = 7,30 x 10- m D₂

=

2,469" = 6,27 x lO-2m Wanddikte 2" buis:

,,0

mm

D _u

=

1,25" = D. _~

=

1,01"

=

3,18 x 10-2m 2,56 x _10:'-2m Wanddikte 1,25" buis 3,0 mm /

I

'

"''''-'-~ ~-~

~

L I---~­ I

Inw. doorsnede 2,5" buis: 4,79 inch2 =

Uitw. doorsnede 1,25" buis: 1,23

Inw. doorsnede 1,25" buis 0,80

= 31,0 inch2 = 0,85 = 7,91 inch2

₌

0,56

=

5,18 -4 2 x 10 m x 10-2ft2 x 10-4 m2 x 10-2 ft2 x 10-4 m2 Bij berekening van de bij de condensatie optredende warmteweerstanden, dient men rekening te houden met de moge-lijkheid, dat de condensor in het begin als gaskoeler werkt. In ons geval kan die mogelijkheid uitgesloten worden.

De condensor werkt als gaskoeler als de wand temp era tuur van de binnenbuis boven de condensatietemperatuur ligt. Nu blijkt uit een eenvoudige berekening, dat de w.o. coefficient

o

U

-14-aan de gaskant bij de maximaal optredende gassnelheid (daar

waar het gas de condensor binnentreedt) ongeveer 100 J/m2

°c

sec. te zijn. De w.o. coefficient aan de waterkant is

onge-veer 40 x zo groot: 4000 J/m2

°a

sec.

Dientengevolge is de wandtemperatuur practisch gelijk aan

de watertemperatuur, nl. 350C; de binnenhuis zal dus over de

gehele lengte met een condensaatfilm bedekt zijn.

We zullen nu overgaan tot de berekening van de drie warmte

weerstanden, die hier in het geding zijn, nl. de weerstanden van de condensaatfilm, de metaalwand der binnenbuis en de waterfilm. In formule: ~w

=

U A (JT)m met Nomenclatuur:

u

_{1 d} + -_<x' + c ~w = warmtestroom in J/sec.

U

=

totale w.o. coefficient in J/m2

°c

sec.

A Du D. _~ "'-w o<..c

15

d

=

warmte-uitwisselend oppervlak, genomen

aan de bui tenzi. j de van de binnenbuis

= gemiddeld temperatuursverschil tussen

waterstroom en condensaatfilm (conden-satietemperatuur), in ons geval kan men hiervoor het logarithmisch gemiddelde nemen.

=

=

=

=

=

=

uitwendige diameter binnenbuis in m.

inwendige diameter binnenbuis in m.

partiele w.o. coefficient aan de water-zijde

partiele w.o. coefficient van de conden-saatfilm.

gemiddelde diameter van de binnenbuis in

wanddikte binnenbuis in m. m.

=

warmtegeleidingsvermogen metaal (J/m

°c)

sec

Berekening w.o. coefficient condensaatfilm.

Wij namen hiervoor de bekende formule van Nuss~lt voor

condensatie op horizontale buizen:

i

u

-15-waarin:

I

= dichtheid condensaat in kg/m3

g

=

gravitatieconstante

r

=

verdampingswarmte in J/kg

À

=

warmtegeleidingsvermogen condensaat in J/moC sec.

Du = ui twendige diameter buis in m.

~c

=

viscositeit condensaat in N sec./m2

(6t)m

=

gemiddeld temperatuursverschil over de

condensaat-film

=

t _v - t _wan d (tv

=

condensatietemperatuur) De grootheden À , "7 en / worden hierbij genomen bij een

gemid-delde condensatietemperatuur ti

=

tv - 0,75 (6t)m

Deze formule is afgeleid voor e en laminair vallende

con-densaatfilm, die gevormd wordt uit een stilstaand, al dan niet verzadigd, zuiver gas. Aan deze voorwaarden wordt in ons

geval slechts ten dele voldaan, nl. voor zover het de lami-naire stroming (zie p.

19)

en de zuiverheid van het gas be-treft.

Bij de condensatie in de dubbelpijpcondensor heeft het

gas echter een aanzienlijke snelheid. In het onderhavige geval bedraagt de maximale gassnelheid ca

2,7

m/sec., deze waarde is klein ten opzichte van de waarden, waarbij, volgens

Mc Adams (10), p. 266, de invloed van de gasstroom op de w.o. coefficient van de condensaatfilm merkbaar wordt.

Aangezien de w. o. coefficient van de condensaatfilm d. c een functie is van de temperatuurval over de film, dient 0( c

door successieve benadering vastgesteld te worden.

We nemen daarom in eerste instantie aan dat:

d =

3000 J/m

2

°c

sec. (zie collegedictaat Phys. We rkw.

c I, p. 45)

De w.o. coefficient aan de waterzijde is te bepalen uit de formule:

waarin

ei. =

4000

x D.

-0,2

x

w l. v

O,8

x (~

)-0,45(5)

f40

(zie collegedictaat Phys. Werkw. I p.5.3 )

D.

₌

inwendige diameter buis in inches

l.

v

₌

snelheid in m/sec.

Nj

=

viscositeit water bij de gemiddelde filmtempera-tuur

'140

=

viscositeit water bij een gemiddelde

Cl

d

D\t

Nu is D. in ons geval 1,01"; de snelheid v bij een waterstroom

van 0,5t5 kg/sec.

=

0,515 x 10-3 m3/sec. bedraagt dus: .

0,515 x 10-3

=

5,18 x 10-

4

1,00 m/sec.

vD~ 1 x 2 56 x 10-2 x 103 _ 4

( Re = - = '

3

-

3,2 x 10 )

( 7,0 x

10-Nemen we tenslotte aan dat de gemiddelde filmtemperatuur

40°C is, dan vervalt tevens de viscositeitsfactor, zodat

ei

= 4500

j/m

2 oe sec. w

Warmteweerstand van de metaalwand.

Voor het hier gebruikte materiaal roestvrijstaal no. 302

vinden we in Ferry, p. 456, een warmtegeleidingsvermogen van

15,4 J/m oe sec.

Uit bovenstaande gegevens berekenen we nu de warmteweer-standen aan beide zijden van de buiswand en van de buiswand zelf. Deze zijn resp. evenredig met:

1 1 _en d d. D.

w

1 cic"Du jj Àm 1 1 O<-w Di = _{4500 x 2,56 x 10-2} = 1 1 "'c 'Du = _{3000 x 3,18 x 10-}

2

=

=

3,0 x 10-3

-(3,18 + _{2,56)x 10-2x 15,4} 2 totaal Uit deze weerstanden en het

onder ad 1 geschetste tempe-ratuurverloop kan het hier-naast weergegeven tempera-tuursschema worden opgesteld.

0,87 x 10-2

1,05 x 10-2

0,69 x 10-2

2,61 x 10-2

/ _'i/ ;/L0dL~//0/&// 'y"y_,//'//-:0 "///////h/

60

0 s~

..

,R" "q' ~ 0 • ~J\ ' ' . ' " '<:'\'~ ,~~,

~\

's\\\\":-, \ ", ~\",,\\ \\\~ \\'\~ ~sP ~ WATeA ISc

u

U

-17-Hieruit blijkt dat:

=

(49-43) + (49-35)

=

100C 2 (ll t) m tI f

=

tv - 0,75 (tv

t

wand )

=

49 - 0,75 (49-39)

=

41,50e

Substi tuti e van

I

=

1319 kg/m3 (perry, pag. 275)

r

₌

3,34 x 105 J/kg (Perry, pag. 275)

).

₌

_{0,184 J/mo e sec. (Perry, pag. 459)}

'?

=

0,29 x 10-3 N sec/m2 (perry, p3.g. 373) (A t)m

₌

10°C D

₌

3,18 x 10-2 m u in formule 4 geeft:

i

1 3192 x 106 x 9,81 x 3,34 x 105x 1,84 3 x 10-3 ) ~c = 0,73 ( t - - -3,18 x 10-2 x 0,29 x 10-3 x 10

~c

= 3260 J/m2 oe sec.

De gemiddelde filmtemperatuur aan de waterzijde bedraagt:

40 + 26

!

35 + 15 = 290C Substi tutie van:

'7₂₉

=

8,0 x 10-4 N. sec./m2 en _~40 = 6,5 x 10-4 N.sec./m2 v = 1 m/sec. Di

=

1,01" in formule 5 geeft: (80 ) -0,45 oL_w = 4500 x

_"b,'5"

of oI.. w = 4100 J/m2 oe sec.

Hieruit berekenen wij ter controle wederom de

warmte-weerstanden:

-u

1 ;;;-'Ir w ~ 1 d_C DU d À 15 m 1

=

4100 x 2,56 1 = 3260 x 3,18 x 10-

2

=

0,952 x 10-2 0,965 x 10-2 10-

2

= x

=

0,690 x 10-2 totaal 2,607 x 10-2 SO,ç _ . / 0 , ' , \ \ , , ' . :3~"\~ \ . \ \ " \ \. " , \ '0 \ ,\. \ ',\ ' ' " ,\. , ' .tJ~"'"

Uit deze warmteweerstanden berekenen we het hiernaast geschetste temperatuurver-loop, dat in zeer goede over-eenstemming is met dat waar-van wij zijn uitgegaan.

3S ... WATE~ IS

Een tweede berekening van de fi1mcoefficienten gebaseerd op dit laatste temperatuurschema heeft dan ook geen zin,

zodat we voor rI., : 3260 J/m2 oe sec. en voor ei.. : 4100 J/

2 0 c w m e sec. aanhouden. Berekening U.

u

=

D 1 u

!5i

eX_w 1

:t

_-

1 +

-

Du

cic jj

d

-Àm 1 = ---~---~~---~---~----3,18 x 10-2 x

~

+

--1-

+ 3,18 x 10-2 x 3,05 x 10-3 2,56 x 10-

2

4100 3260 2,87 x 10-

2

15,4

=

3,02

+

3,07

+

2,19

= 1200 J/m2 oe sec. Ad 4.

Met behulp van de formule ~ = U

w

---()

-~, -19-waarin

_~w

₌

43,3 kJ/sec. U

₌

1200 J/m2 oe sec. II T_o

=

4-9 - 15

₌

34-°e 6T e = 4-9 - 35 = 14-°0 vindt men A 4-3,3

x

103

x

ln

ft

=

₁₂₀₀

_x

₂₀

=

1,57 m

2

We kunnen nu controleren of de stroming laminair is. Voor laminaire stroming geldt:

. 2 ~

m

Re

=

-r;-::;:?

<

2100

~c

waarin %m

=

massastroom in kg/sec.

L = lengte horizontale pijp

-'7

_c = viscosi tei t condensaat

Voor een 1,25" pijp met een uitwendig oppervlak van 0,10 m2/m bedraagt de totaal benodigde pijplengte

8!f6

=

15,7 m.

Daaruit volgt: 2 ~m

L"7

2 x 0,116

= 15,7 x 0,29 x 10-

3

de stroming is dus laminair.

'- 51;

Zoals berekend is een pijplengte van 15,7 m voldoende;

,

in het fabrieksschema zijn 7 buizen van elk 2,5 m lengte getekend, waarmee ruimschoots aan de gestelde eisen wordt voldaan.

-\,J

•

fI

LITERATUURLIJST.

1. K.A. Kobe: Inorganic Process Industries. Mac. Mi11an

Company N.Y. 1948.

2.

L.

B

.

Hitckcock and

A

.K.

Scribner: Ind. Eng. Chem. 23 743

(1931)

f'e

3. Chem. Met. Engts Chem. Eng. F10wshb1...ts 4th ed. no. 68.

4. M. Katz and R.J. Kole; Ind. Eng. Chem.42 2258 (1950).

5.

u.s.

Bureau of Mines Rept. Invest. 3339 (1937).

6. Production of 1iquid SO? at l.G. Farben Fabrik, Wolf en

B.I.O.S. Final Report no. 863.

7. E.P. Fleming and T.C. Fitt: Ind. Eng. Chem. ~ 2253 (1950).

8. E.P. Fleming and T.C. Fitt: U.S. Patent 2.295.587 (Sept.15,

1942) •

ti It

"

: U.S. Patent 2.399.013 (April 23,

1946) •

9. R.L. Kenyon and N. Boemher: Ind. Eng. Chem. 42 1446 (1950).

10. H. McAdaffis: Heat Transmission 2nd ed. 1934 McGraw Hi~~

Baak Cy. Inc •

11. Chem. Eng. April 1953 p. 274-277.

12. Ind. Eng. Chem. News Ed. 14 105 (1936).