CO conversie met stoom

,

..

--1i.

E.eJ..h~.Zl.l"

.. ,<

ea

.

.

.

.

,

l

.

C .

.

h{,.evet2..a.a.r.

,

.

.. CO

....

.

..

CONkLRSL

..

/!1ET.

...

....

.

...

.

:

.

.

.

...

SZQ.OM.

.

.

"

.

..

=._-.€~'"

.

, , ' , t

•

.l

...

" • ' .. '1." " . .~' .' " ' . ~:~ ,. ... ':. :-".: " INHOUD. I . •...

l- 3amenvatting over je uitvoering van het proces.

I l . Inleijing.

IU • Type proces, ~rojuctiehoeveelheiJ en plaats van Je f é.Dn ekseeune id~

IV.

v.

Vl.

BeS0hriJvir;~ van het proces W'\3.t oetreft .ie:

~~askr1 ngloop,

Vlcei~tofkrin~loop. Massa. en wan:; t(''cwlan~ ,

De mas~'abalans voori

Jroog onf.;ereageerJ gas.

stoom,

wat.pr_

1p wBr~tpbalans met:

]0 enth~1~i0 Vbn de gassen.

je enthalpie v~n de vloeistof. ry~i~chp pn chemlEche as~ecten van le

b~vochtl~ln~ltoren. o '[::N al'~j t (01'e n.

reactor.

:., ) IC i r~P. tic a .

I\) the :"mo .i,v :1 aa; ic a,

~ll. Bere~e~ln~ a~paratu:r. }~Nater-W&ter w~r~tewi5sel&~r. ~ :rr.en~'î1at. 3~bP~ochtl~in~Gtorpn. 4 op"arntor0n.

5~~as-~us

RaJ~tewl~selaar.

6 ~ r'p,JctOl',

VII I. Li~st van appal'öten.

1.X. L.l.ter ... t.uudijd. ~'~,[",bolc nlijst. 3 4 5 6 6 6 1 9 9 10 11 11 14 20 21 30 31 32 .: ,r;: "-~ " ", .,.". .. ., . i

,.

~ .. :."

Fi.'. 1. F.l f!"" 2.

...

r 1. ":~,, 3·

ri

.. ·.

1'~bc·l 111 • Stoor:,t .. b0:;', De .~.~'U~[G1ctcr 0 in ~f' :-eiictiNJ:tP::'M'll élls :.',.:1"' t" 0 v:.:.r.. j(> J nJ.:, '::v:1~ t~t:-.!!.i(, v-Jn ~c-t é10nt:l::' !"~('IE. t ... ~ yucr ~e op'har:: .. tC!'f"fl. Ent.: ,-,1; u: (. " ~,,,, r t i a ."::. j ru j( " M I V f' r r;::. ~ i • ~.i P-'itOO:J,. i3 (> r c' k (' r ::. '1 t,; v;.; l'l .:. (> p r. ~;-. d ;: i.p 1:-. Ic .J / ";. (; "'... .;,~ 00 e;

~'1G 'n~r. Clt.:·t v-: r!é:l'::l.<;Je CJn.7E'le .. ,:;e" r3c .;a8.

Pr:rf?k('unr': >/ó.~, jr.: ('·ntr;:;.l; ip i~ k ... /~o::' ,~rOOI';

~a: v~n het v-0r~d~i~!0 ~erea~PP~le (a~ tn -,·-:en ~0 v-lac J,._ tc·f t,nr;j}'.€:' 1"<.1 tu .. I" BUz. 8 33 34 35 13 18 19

(

..

...

1

Ie Samenvatting over de uitvoering van het proces. Een fabriekseenheid waarin stoom met aardgas wordt gereduceerd levert per dag 58,9 ton gasmengsel van 30 atm en 15SoC, bestaande uit: 30,3 vol

_%

CO 2,5 vol

_%

_{CO 2} 16, 1 vol

%

_H20 50,5 vol

%

_H2 0,3 vol

%

N₂ 0,3 vol

_%

_CH4

. Het koolmonoxide uit dit gasmengsel wordt in een hier-onder te beschrijven proces met een overmaat stoom omgez.et in waterstof en koolzuur volgens de exotherme evenwichts-reactie:

Uiteindelijk komt uit de fabriekseenheid 83,3 ton

gas-mengsel per dag van 30 atm en 1300C bestaande uit:

4,4 vol

%

CO 23,0 vol

_%

_CO2 8,8 vol

_%

H20 63,2 vol

_%

_H2 0,3 vol

_%

_N2 0,3 vol

%

_CH4

De gehele fabriekseenheid werkt onder een druk van

30 atm. Het "ruwe" gas wordt in een bevochtigingstoren in contact gebracht met warm water in tegenstroom. Boven uit de toren komt opgewarmd gas dat praktisch volledig is ver-zadigd aan waterdamp.

Om later in de reactor het evenwicht in de goede rich-ting te verschuiven wordt na. de bevochtigingstoren nog 18,5 ton verzadigde stoom van 30 ata per dag aan het gas gesuppleerd, zodat in de reactor de molaire verhouding stoom-drooggasmengsel 1,5 is.

Hierna wordt het gasmengsel in een gas-gaswarmtewisse-laar door de uitgangsgassen van de reactor opgewarmd tot de reactorinlaattemperatuur, welke 417°C bedraagt.

,

:'1

r I ~ I

I

w I t

De reactor is een vast bed reactor. Het bed, dat een doorsnede van 2 m en een hoogte van 7,25 m heeft, bestaat uit een ijzeroxide-chroomoxide katalysator, in korrelvorm.

Het uit de reactor komende gasmengsel wordt in de hierboven reeds genoemde gas-gaswarmtewisselaar afgekoeld en naar de opwarmtoren geleid.

In deze toren wordt door verdere afkoeling van het _, gasmengsel met water het grootste deel van de zich hierin bevindende stoom gecondenseerd. De bij deze afkoeling en condensatie vrijkomende warmte wordt dus door het water op-genome·n. Dit verhitte water wordt dan weer gebruikt om het

ruwe gas in de bevochtigingstoren te verzadigen en op te

warmen.

.'

;

."

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

I

I I

...

it

-,

... , \ ,'. ,.--, 11. InleidiUi.

De

waterstof, waarom het bij dit proces gaat, heef~

e n

zeer uitgebreid toepassingsgebied. Denken we bijv. alleen

maar aan de kunatmestindustrie, waar ammoniak eeD zeer

'be-langrijke grondstof is. Behalve voor de ammoniaksyntheee

wordt waterstof gebruikt bij de bereiding van methanol uit

CO en in de Fiacher-Tropsch-synthese (vervaardiging van koolwaterstoffen uit CO). Verder zouden we nog de

katalyti-sche hydrogeneringen in de organikatalyti-sche industrie willen noe~

-men en de anilin.e bereiding uit nitrobenzeen (kleurstoffeIl) •

De technische bereidingsmogelijkheden zijn ook b~zo.der

talrijk. Enkele ekonomisch aantrekkel~ke methoden willen wij

U noemen:

1. katalytische omzetting van nafta met atoom;

2. katalytische omzetting van methaan met stoom;

(belangrijk voor het aardgas uit Slochteren).

3.

Beide prooessen kunnen ook niet-katalytisch worden

uitgevoerd met O2 toevoeging om roetTorming te voorkomen (Texaco en Sbell).

4.

Elektrolyse van water .. (daar waar de stroom

goed-koop is).

111. Type proces, produktiehoeveelheid en plaats Tan de

fabriekseenheid.

Het in dit verslag beschreven proces is een onderdeel

uit het geheel van proeessen, die nodig zijn om uit de bas1s-""

grondstoffen: steenkool. aardolie of aardgas, te komen tot de produktie van waterstof.

In dit geval hebben we met een katalytische

aardgas-omzetting tot waterstof te maken, met behulp van stoom. ~

Het hierbij ontstane koolmonoxyde wordt weer met stoom zoveel mogelijk tot waterstof omgezet. Dit gebeurt bij een lagere temperatuur en druk en met een andere katalysator

dan in de eerste omzetting, om het rendement hoger te

maken.

Het proces is een kontinu proces en Terrijkt het 1D.ge-voerde gas met 2,2 ton waterstof per dag. Een groot deel, o.a. reaktiewarmte, wordt door middel van de bevocht1g1ngs-en opwarmtorbevocht1g1ngs-en gebruikt om op effici!n;e wijze stoom terug te winnen voor de reaktie.

I I I I ' I I

IV. Beschrijving van het proces wat de gas-kringloop

i betreft.

..

..

Het ruwe gas komt bij 15500 en 30 atm. onder in de

be-voehtigingstoren. In deze toren stijgt het gas omhoog in

te-genstroom met warm water, ook onder 30 atm •• De toren is gevuld met een gepakt bed van 2 x 2 inch Rashig ringen. De

hoogte van het bed is 10,62 m en de diameter 1~n. Per

se-conde stijgt gemiddeld 75 liter gas door de toren omhoog. De

gassnelheid os 0,85 m/see. De drulrval over de toren is te

verwaarlozen. Het gas is over de gehele toren verzadigd me-t ,

waterdamp (zie lit. 1). Terwijl het gas omhoog stijgt. stijgt

het in temperatuur en neemt dus waterdamp op. Het gas dat

boven uit de toren komt heeft een temperatuur van 191°0,

terwijl de molaire stoom drooggas-verhouding 0,74 bedraagt. Per mol drooggas neemt het droge gas dus 0,54 mol water op.

Het water dat van boven naar beneden door de toren stroomt daalt in temperatuur.

Nadat het gasmengsel uit de bevochtigingstoren is ge-komen volgt een stoomsuppletie van 48,0 ton verzadigde stoo per dag van 30 atm, waardoor de stoom-drooggas-verhouding 1,5 wordt. Ret gasmengsel is nu wat samenstellil'1g betre:Ct gereed voor de reactie, doch wordt eerst met de bet gasBen die uit de reactor treden, in een gas-gas warmtewisselaar op reactietemperatuur gebracht.

De reactor inlaattemperatuur bedraagt 417°C. De re etor

is een hoge-druk vast bed reactor. De hoogte van het bed

be-draagt 7,25 m en de diameter 2 m. Het bed bestaat uit

Uzer-oxide-chroomoxide katalysator in korrel vorm. De

samenstel-ling van de katalysator is 93

%

Fe203 en 7

%

Cr203. De

kor-rels hebben een diameter van 9 mm en een hoogte van 6 mmo

De porositeit bedraagt 0,60. Daar we hier met een exotherme

reactie te ~en hebben stijgt de temperatuur over de reaetor

tot de reactor-uitlaattemperatuur, welke 5370C bedraagt. De

drukval over de re§ctor is te verwaarlozen. De samenstelling van het ingaande en uitgaande gasmengsel blijkt uitde massa-balans. De reactor werkt adiabatisch.

Nadat het uitlaatgas in temperatuur is gedaald· door

warmtewisseling met het inlaatgas, wordt het onder in de

i

..

•

5

.' "

.. .~.

als de bevochtigingstoren. Er is weer een vast bed van Rashig-ringen. Dit heeft een hoogte van

4,94

m en een

dia-"

meter van 14 •

De gemiddelde gassnelheid bedraagt 1,10 m/see, de drukval over de toren is te verwaarlozen.

Wat de waterkringloop betreft.

In de verzadigingstoren wordt het water, dat de opwarm-toren verlaat, van boven in gesproeid. De verzadigingsopwarm-toren is

z6

ontworpen, dat de hoeveelheid, de temperatuur en de druk van dit water hetzelf'de kunnen blijven als dat wat uit de opwarmtoren stroomt. Verder is de stoomhoeveelheid die het uitgangsgas van deze toren moest bevatten vastgelegd op tenminste 110 kmol/uur. Zo kwamen we, gezien de eis van een redelijk aantal H.T.E.'s, op een uitlaat watertemperatuur van 163°C bij een hoeveelheid stoom van 111 kmol/uur.

Als tweede eis werd gesteld, dat het product uit de op-warmtoren maar 20 krool/uur stoom mocht bevatten. Men komt

dan aan een watertemperatuur van 117,50C •

Dit water van 117,5°0 werd verkregen door met het uit-gangswater van de verzadigingstoren een hoeveelheid ketel-voedingswater te ontgassen, waardoor het torenwater deze

tem-peratuur aannam. Het overtollige water werd naar de stoom-ketel gevoerd.

De gassen zijn gezien de geringe afwijking van de ideali-teit bij 'de berekeningen als ideaal beschouwd. Ook de iets grotere afwijking van water werd vanwege de nauwkeurigheid van de berekeningen niet in aanmerking genomen.

Als druk voor het hele proces werd 30 ata gekozen, om-dat bij hogere druk in de verzadigingstoren meer stoom kan worden geabsorbeerd. Ook is voor de reactiesnelheid in de reactor een hoge druk gunstig. Bovendien was de waterstof toch onder hogere druk nodig en vindt de C02 adsorptie ook het gemakkelijkst onder hogere druk plaats. De compress1e-kosten zijn nihil omdat het gas al in het voorargaande proces op deze druk is gebracht.

r w " • '. -,

...

:" V. Massa en Warmtebalans. A. Massabalans.

---Deze is gegeven in kmol/uur.

Droog ongerea~eerd gas.

De samenstelling hiervan in kmo I/uur ia:

91 kmo I/uur _H2

54,5 kmo I/uur CO

4,5

kmol/uur CO₂

0,5

kro 0 I/uur _CH4

0,5

kmo I/uur N₂

Door de reactie verdw~nen _{45 kmol/uur CO, die CO 2}

wor-den en

45

kmol/uur

_H20,

die

H2

worden.

Droog gereageerd gas heeft nu de volgende samenstelling:

136 kmo I/uur _H2

49,5

kmo I/uur _0°2

9,5

km<?l/uur CO 0,5 blo I/uur

_CH4

0,5 kmo I/uur li₂ Stoom.

In de verzadigingstoren heeft het gas

82

kmo I/uur aan

stoom opgenomen; stoomsuppletie van 115 kmol/uur volgt om

de gewenste overmaat (1,5 t.o.v. het droog gas) te bereiken.

Na de reactor ie er van de

226

kmo I/uur nog

181

kmo

I/uur

over. De opwarmtoren condenseert

162

kmol/uur stoom,

waardoor

het product, overeenkomstig de eis, de toren verlaat met

min-der dan 20 kmol/uur aan stoom, n.l. 19 kmol/uur.

Water •

Via een enthalpie-balans over elk van de torens komt

men aan de waterhoeveelheden, die de toren in- en uitgaan.

De in- en uitgangstemperatuur van het water in de opwarmtoren

is n.l. al min of meer vastgelegd. (condensatie moet mogelijk

z~n n.l.). Ook in de verzadigingstoren zijn deze temperaturen

bepaald; de ingangstemperatuur, is n.l. de

uitgangstempera-tuur van de opwarmtoren. De temperatuur en hoeveelheid van

het water dat uit de verzadigingstoren komt is dan te

bere-kenen, daar de waterhoeveelheid aan de ingang V;.In deze toren

---/ ' } ,

-..

..

..

.

·

·r

~

\'~('?'t~

-·k,"'.":. . " ' ( ;

ook bekend is (de zelfde hoeveelheid namelijk die de GPwal'IJ • ..

toren verlaat).

Het water onder uit de toren wordt gemengd met al

at-

.

gekoeld wa~er. Van het gemengde wa.ter wordt een gedeelte

voor de opwarmtoren gebruikt, de rest wordt verder

afge-koeld en voor een zeer klein deel in de stoomketel gebruikt.

:a. .

Warmte bal áll.B •

---~-n

De warmtestromen en de enthalpie zijn aagegeven in

KV,

de-temperatuur in oe. De enthalpie van alle componenten is

blj

oOe

en 1 atm. 0 gesteld.

De enthalpie van de gassen.

Via lit. 2 komt men aan de cp's van alle gascomponente • .

en kan men zo de enthalpie van het droge gas berekenen. Ket,

behulp van een stoomtabel; zie fig. 1, verkrijgt men de

en-thalpie van de verzadigde stoom bij een bepaalde temperat\lur.

Via li t •. 2 weet lllen nu ook nauwkeurig de hierbij behorende'

spanning en kan de enthalpie van het stoom-ga.smengsel 'Dij

elke temperatuur uitreken.en.

Is het gasmengsel onverzadigd aan stoom, dan rekent _

-eenvoudig met de enthalpie van de stoom bij de gastemperatt1~

en vermenigvuldigt deze met de partiaalspanning van de sto~

in het mengS'el.

Voor het drog~ ongereageerde gas is de cp bij 30 atm.

(een drukcorrectie was gezien de toren berekeningen en de

kleine afwijkiltgen van de idealiteit niet nodig, zie lit.

Jh

·

6,71 + 0,555 x 10-

3

T + 0,0732 x 10-6 T2 in kcal/kmol oe •

De enthalpie van dit gas wordt dus:

HTo

_e

=

6,71 x T in

oe

+ • x 0,555 x 10-3 (546,3 + T in

Oe)

(T in

°c)

De eithalpie van de stoom wordt uit tabel 1,

samenge-steld uit figuur 1 en lit. 3, verkregen, eventueel door

in-t terpolatie. .e .' .... , . .... . . ~

·1 I I

....

I

I I

I

~

I

I

I

I

1 I

i

j I

-

I

I

_I ! I 11 1 1 1 11 1

l

1 1 1 I· I f

I

•

•

55 6,0 Fig. 5.1.11 6,5 '.0 8,S ENTHALPIE- ENTROPIE DIAGRAM VOOR WATER

Enthalpie-entropie diagram voor water

Figuur 1. 9,0 I .1 I I 1 ' j I j I ; I I I

i

I

It

..

..

..

" 9

Voor het droge gereageerde gas is de cp b~ 30 atm.:

6,88 + 2,84 x 10-3 • T - 0,555 x 10-6 x T2 in kcal/kmol oe.

De enthalpie van dit gas wordt dus:

Hro_c

=

6,88 T in oe +

1

x 2,84 x 10-3 (546,3 + T in oe)

(T in

°C)

De enthalpie van het water.

Deze is eenvoudig te berekenen daar de cp van het water

practisch onafhankel~k is van temperatuur en druk.

Er

geldt dus voor de enthalpie:

H

= 75 x T in oe iIi k J / kmol.

VI. Fysische en Chemische Aspecten.

In de torens komt het gas direct in contact met

neer-dalende vloeistof. Hierdoor wordt een veel grotere

warmte-overdrachtsmogel~kheid geschapen, dan bijvoorbeeld via een

warmtewisselaar mogel~k ia, met als gevolg een relatief

meer compacte apparatuur. Ook is het voordeel van het direc-te contact dat de fase-overgang wadirec-ter-wadirec-terdamp zonder

spe-. cisle voorzieningen en zeer snel kan verlopen, zodat het 8&8

veel stoom kan opnemen of afstaan. Hierdoor is het mog~l~k

een zeer groot gedeelte van de reactiewarmte te gebruiken, om aan het nog te reageren gas stoom toe te voegen.

De bevochtigingstoren.

~eze bestaat uit een al eerder beschreven gepahte kolom met Raschigringen van 2" x 2", zie lito 1 blz. 125 M.

We nemen aan, dat het gasmengsel overal in de toren ls verzadigd met waterdamp, hoewel dit strikt genomen onderin

de toren niet het geval zal zijn. De fout die we hierdoor b~

de berekening maken is echter klein. Zie lito 1 blz. 125 M

Verder nemen we aan, dat wegens de geringe dikte van de waterfilm de watertemperatuur hierin uniform is en dus gelijk

aan de oppervlakte-temperatuur van de film. Hier heerst nu .

de verzadigingsspanning, behorend b~ de watertemperatuur.

Het gas nu in bulk heert een lagere temperatuur en dus een lagere waterdampspanning. Er zal stofoverdracht plaats

vinden waarb~ het gas meer stoom gaat bevatten en stijgt in

temperatuur. Het water daalt hierb~ natuurl~k in temperatuur.

-Een maat voor de dr~vende kracht van deze stof- en warmte-overdracht is het enthalpieverschil tussen het

ver-zadigde gas aan de waterfilm en het gas in bulk.

Heeft het gas in bulk de enthalpie van het oorspronke-l~k ingangsgas aan de waterfilm bereikt, dan is de tempera-tuur er van inmiddels gestegen (hoeveel ziet men op d~ ,

werk-l~n) en is een H.T.E. nodig geweest.

Door middel van een trapjes-constructie tussen werklijn en evenwichtslijn is nu het aantal H.T.E.'s en dus de hoogte van de toren te berekenen.

De evenwichtsl~n stelt de enthalpie van het verzadigde gas aan de waterfilm voor, uitgezet tegen de film tempera-tuur. De werklijn is bij benadering een rechte lijn (Vloeistof hoeveelheid verandert relatief weinig). Ze wordt verkregen door de "enthalpie van .het ingaande en uitgaande gas uit te zetten tegen de in- en uitgaande vloeistof temperatuur. Er is voor gez,orgd, dat de evenwichtslijn en de werklijn z6 lopen dat ze alt~d een redelijke afstand tot elkaar hebben en dus het aantal H.T.E.'s redel~k blijft.

Hoewel de hier gebruikte methode alleen theoretisch correkt is voor een schotelkolom is ze voor een gepakte ko-lom een goede benadering. Zie lito 1.

QE~ê:!:!~2E~!!!.

Hierin wordt bij 30 atm. met heet gas water opgewarmdo Het hete gas bevat een flinke hoeveelheid stoom, 48 vol.~,

die, wil men rendabel werken, voor een groot deel geconden-seerd moet worden. Het water kan in temperatuur stijgen door de warmte, die bij de condensatie van de stoom en bij de tem-peratuurdaling van het gas vrijkomt. De condensatiewarmte is verreweg het voornaamste. He't proces verloopt nu in omge-keerde richting vergeleken bij de verzadigingstoren.

He,t gas raakt verzadigd aan waterdamp, door de afkoe-ling die het koude water bewerkstelligd; door condensatie van stoom is het in staat steeds nieuwe warmte aan het water af te geven, waarbij het in temperatuur daalt.

De berekening van het aantal trappen geschiedt analoog aan die bij de verzadiginf,storen, nu heeft echter het gas de hoogste enthalpie,

..

11

De reactor.

---

(zie lito 4)

De reactor is een adiabatisch vast-bed reactor. Het

vaste bed heeft een diameter van

2

m, is

7,25

m lang en

verticaal opgesteld. De katalysator, die het vaste'bed

vormt, bestaat uit deeltjes met een lengte van 6 mm en een diameter van 9 mmo De samenstelling van de katalysator is 93 ~ Fe203 en 7

%

Cr203 •

A. Kinetica.

Over een klein gedeelte van de reactor is een materi-aalbalans op te stellen: dpx ~v Px - ~v (px + dx dx) + R

°

dx = 0 t---~ X . dx

f

.

Px

~x

~-=----';;;"'I Uitwerking geeft: dp

di

dus:

(v)

°

R

flv

R

=

_(v)

( 1 ) '(2)

Ket de nu gevonden basis-formule gaan we verder werken:

Voor R is te schrijven:

Chemische invloeden.

De reactiesnelheid is dus evenredig met de part1aaldruk van koolmonoxide, wat overeenkomt met de experimenten.

Koolzuur heeft een vertragend effect op de reactiesnel-heid. Reeds bij kleine concentraties koolzuur is dit merkbaar. Daar gedurende de reactie de partiaaldruk van het koolzuur

groot is, zijn de veranderingen in deze partiaaldruk dus vrij

klein en kan worden gesteld, dat het koolzuur een constante

invloed op de reactiesnelheid heeft. -Waterstof en stoom

"

!l~!~~~~_~!1~~~~~~

Er Eijn nog 3 factoren, die invloed hebben op de

reactie-snelheid. Een diffusiefactor E, een drukfactor S en een

sin-teringsfactor

A.

Hiervoor geldt:

De diffusiefactor E.

Mars heeft b~ de bepaling van de fysische invloeden op

E de volgende factoren beschouwd:

18 massatransport naar het geometrische deelt

jes-oppervlak;

2e warmtetransport van de katalysator naar de

gas-fase;

3e diffusiebeperkingen in de poriën van de

kataly-sator.

Het uitwendig massatransport kan worden berekend -met

behulp van relaties tussen aimens'ieloze getallen. Deze

bere-keningen laten zien, dat dit snelheidstransport geen invloed heeft op de reactiesnelheid.

Ook het warmtetransport van de katalysator naar de gas-fase is te verwaarlozen en dus van geen invloed op de reac-tiesnelheid. Dit blijkt uit het volgende: het exotherme karak-ter van de reactie laat de temperatuur van de katalysator stijgen boven de gas-temperatuur. Het is bekend, dat de tempe-ratuur-daling van een natte-bol thermometer gelijk is aan de temperatuur-afname van het gas in het geval van adiabatische verdamping van water tot verzadiging. Een analoog geval wordt beschouwd in het geval waarbij de reactiesnelheid op een kata.-lysator-deeltje volledig wordt bepaald door massatransport; in dat geval is het temperatuur-verschil tussen de gasfase en het katalysatordeeltje gelijk aan de temperatuur-toename ver-oorzaakt bij adiabatisch evenwicht.

Berekend wordt nu, dat het temperatuur-verschil tussen

het katalysator-deeltje en de gasfase ca. 2

à

3 oe ia, dus

te verwaarlozen. Tegelijk leren berekeningen

van

Ma.rs, dat

uith~~rmtegeleidingSVermogen

van gegranuleerde bedden en

warmtetransport naar de re~ctor-wand blijkt, dat radiale

" A ,

.

' - ~-... ~ ... ~ .. ; , .... "

.

.

~ .,''''

Uit experimenten constateert Mars echter, dat de

diffu-sie van gassen in de pori~n van de katalysator de

snelhe1da-bepalende stap is. De invloed van de diffusie van

koolmonoxi-. de is het eerst merkbaar, o.dat de partiaaldruk van

kool-monoxide een grote invloed heeft op de reactiesnelheid. Daar koolzuur, waterstof en stoom, zoals hierboven reeds vermeld, geen invloed op de reactiesnelheid hebben, is ook de invloed

van hun diffusie in de pori~n van de katalysator te verwaar- ..

lozen.

In lito 5 berekent Hoogschagen met behulp van de formu-le van Thieformu-le en Wagner de factor E voor verschilformu-lende kata-lysatoren. Voor de door ons gebruikte katalysator geldt:

E = 0,9 • Hierbij is d.oor ons de temperatuur-invloed op E

ver-waarloosd.

~~_~!~~~E!~~f~~~2~_!!

Mars heeft ook het sinteringsverschijnsel bij de kataly-sator onderzocht. Hierbij bleek, dat de sinteringsgraad in casu de sinteringsfactor een functie is van de temperatuur

en de leeftijd v~ de katalysator. Voor de hier gebruikte k~

talysator, die e~kele maanden oud was, bleek A de volgende

functie van de temperatuur: I

(6)

Deze formule werd bij de berekeningen gebruikt. De drukfactor S.

Verschillende onderzoekers toonden aan, dat de

snel-heidsconstante afhankelijk is van de druk. ~ hogere druk

neemt de snelheidsconstante toe, hoewel een hoge druk geen invloed heeft op de evenwichts-instelling. De toename van de snelheidsconstante met de druk schijnt in relatie te staan met de benuttingsgraad van het inwendig katalysator opper-vlak. In lito 6 wordt voor verschillende katalysatoren een

functie gevonden van S tegen de druk. Bij 30 atm. is S

=

4.

Zie figuur 2.

In het artikel van Mars is een grafiek te vinden van

k tegen

~

, zie figuur 2. Deze grafiek is bepaald uit gegevens

van experimenten en uit gegevens van reactoren uit de

prac-tijk. Uit deze grafiek is de invloed van de temperatuur op k

uitgedrukt in h- 1 • Hierbij is gegeven, dat de

activerings-energie 32000 kcal/kmol bedraagt.

We krijgen dus nu de formule:

Vullen we de reeds nu bekende waarden in dan krijgen we:

f ~

=

0,9 '4.{1 - (T - Ti) 4,76 .1O-3

j

e - 16000 + 27,2 T (8)

r

) p \ ev l.

We kunnen nu door een warmte balanS over de reactor op

te stellen, afleiden:

T - T _i

Uit de hierboven staande vergelijking is door differen-tiatie af te leiden:

dT

àx = - c _p p ( 10)

Q

We hebben te maken met een evenwichtsreactie. Om de in-vloed van de ligging van het evenwicht op het gebeuren in de

reactor in rekening te brengen wordt een factor y ingevoerd:

Deze formule geldt voor koolmonoxide en stoom. Voor 002

en H2 geldt:

In het artikel van Mars wordt voor de evenwichtscon-stante k als functie van de temperatuur gevonden:

_ 4610

In het volgende gedeelte van he·t verslag zullen de hierboven genoemde rormules verder worden uitgewerkt om te komen tot een berekening van de reactor.

Stoomovermaat.

Tot slot nog een opmerking over de grote stoomovermaat.

Het reactiemengsel, dat de reactor ingaat heeft een mo-laire _H20-CO verhouding

=

4,15. Deze grote stoomovermaat heeft twee voordelen:

1e Het evenwicht wordt er de goede richting mee in ver-schoven;

2e Wanneer de reactie normaal verloopt wordt de stoom door het koolmonoxide gereduceerd. Is er echter te weinig stoom dan wordt het Fe203 van de katalysator door het koolmonoxide gereduceerd tot FeO. Tevens zorgt de overmaat stoom er voor, dat de waterstor de katalysator niet kan reduceren.

Reductie van de katalysator tot FeO, hetzlj met CO, het-zlj met _H2 ' is zeer nadelig voor de mechanische sterkte van de katalysator, ook al vindt de reoxidatie tot Fe203 vrljwel direct hierna plaats. Zie lito

1.

-VII.

Berekening Apparatuur. 1. Water-water warmtewisseJ..aap.

---~~

Deze is ontworpen om het hete water dat onder uit de verzadigingstoren komt te kunnen afkoelen in het mengvat opdat het geschikt is voor de opwarmtoren. Hierbij ontgast men voedingswater voor de stoomketel door het tot 800C op te warmen. De oplosbaarheid van de lucht is dan

2,5

g per

ton, zie lito 8, en dus verwaarloosbaar. Men komt dan te-samen met het water dat voor het mengvat wordt afgetapt op een voedingswater-capaciteit voor de ketel van circa 18 m3/ per uur.

32.750 liter water/uur onder 30 ata gaat van 117,50C naar 85°C in de pljpen.

16.550 liter water/uur onder 1 ata gaat van 15° naar 800

e

y

u

₌

_{900 volgens lito 9.}

e:.

T log

₌

47

0

_w

=

1245 kW.

A

₌

0

'

w

= 1245.000 = _{29,5 m}2

U /::;. T log 900

.

47

Pijpen

~

25 - 32 mm

~

in- uitwendig.

Specifiek oppervlak 0,0785 m2/m --7 Totale pijp lengte 376 m.

Neem pijpen van 3 m, dan aantal pijpen 125.

Re> 10.000 , hiervoor moet 800 liter water elke pijp per

uur passeren •. Aantal pijpen per pass dus 328;~0 = 41.

Aantal passes dus

3.

Q " " t

/

"'-

D

=

1,4 D u~t pUP

0-

----

0

125 pijpen ~ m

=

11 t 71

t

₌ 45 mm D 1 = 11 t 71 x 45

=

526 mm D₁ + 2 x

i

DM = 32 mm + 2 Y

=

1 ,5 )(45

₌

68 mm + 3 passes = 30 mm

9

binnen

₌

666 mm Buitenwand dus 70 cm.

Di in- en uitstroomgat van het op te warmen water als

de vloeistofsnelheid 3 m/sec. bedraagt:

o

= 1 60

550

l

= 0 1 53 "d 2

3600

x

30 '

m

Di

=

45 mmo

Di in- en uitstroomgat van de af te koelen vloeistof:

0= 32.750 x 3'0

=

0,302 dm 2

17

· .~.

',.

- "

We nemen hiervoor een lange cylinder met 10 x de

in-houd van de uitgaande vloeistofstroom, zodat het tevens als ;,

buffervat dient.

Inhoud 150 liter, lengte 1 m

~

=

15 dm2.

Di

=

44 cm. De vereiste dikte van de cylinder is 9

mm.

Uit tabel 2 kan de evenwichtsl~n worden geconstrueerd.

De werklljn is bepaald door 2 punten, die de enthalpie van

het in- of uittredende gas met de daarblj behorende vloeistof-temperatuur voorstellen.

Punt B (zie figuur 4) is bepaald door de vloeistof

tem-peratuur van de opwarmtoren en de enthalpie van het

uitgangs-gas kan worden berekend doordat de samenstelling en de tempe-ratuur bekend zijn. De samenstelling weet men door de eis, dat

het gas minstens 110 dus 111 kmol/uur stoom moet bevatten.

De temperatuur is de hierb~ behorende verzadigingstemperatuur.

Via een enthalpie-balans en massa-balans over de toren,

de ingaande vloeistofhoeveelheid is ook vastgelegd, kan men .

de water-temperatuur berekenen.

In figuur

4

is het aantal H.T.E.'s, dat voor de

verzadi-ging nog is, geconstrueerd. Dit blljkt 11,6 te z:ijn. Volgens

lito 1 blz. 125 M is een H.T.E. 8 feet. De hellinghoogte is

dus 11,6 x 3 x 0,3048 = 10,62 m.

De diameter van de gebruikte Raschigringen is 2".

Vol-gens li t. 10 moet de torendiameter dan 12" - 20" bedragen •.

Gekozen is een diameter van 14". De gemiddelde gassnel-

_..

heid is hierblj te berekenen als men de gassen ideaal veron-dersteld:

~=~ x 22,4 x 103 x 446,2 = 75 liter/

v 3600 30 273,2 sec.

u

_gas =

0,85

m/sec.

T in _, I .

I

oe I

I

100 110 120 130 140 150 160 170

I

I i ₁₈₀ i ! _19n I ! Tabel 1. temperatuur in oe. r----' 100 11

°

120 130 140 150 160 Î 70 180 190 200

Enthalpie en pá.rtiaaldruk van

verzadigde stoom. I H in kJ/kg H in kJ/mol partiaaldruk in at:nosfeer 2675 48,2 1,000 ?690 48-,4 1 ,414 2705 1 48,6 1 ,959 2720 I 48,9 2,6&6 2735

I

49,2 3,566 2750 49,5 4,698 275.9 49,6 6,100 2768 49,8 7,817 2777 50,0 9,896 2786 50, 1 12,388 2795 , , _i 50,2 15,347

De derde decimaal van de druk dient om te kunnen

interpoleren( : i i I I , I

,

I ,

Tabel 2. Bereke~ing v~n de enthalpie in kJ-mol droog gas

van h~t verzadigde ongereageerde gas.

H{c!Q.l/mol)=.

6,71 T in oe +

t

x

0,551 (2

x

27J,2 + T in oe)

'-

À

'

\,.

B (T in 0 C ) J , kJ/

I

_partiële

I

_{H H in k~} 546, -5 + _{A B} : A+B in I gas in

T in oe I I i mol' druk 1 mol verz mol

I

gas in

I

I

gasIllB1gsel droog

I

I gas atmosfeer gas

i ,

I

.

----I

! I 646,3 671 18 I 689 2, [39 _I 29,00 4,39 4,54 656,3 j , 18 28,59 666,3 806 22 828 3,47 28,04 6,52 6,90 676,3 3,77 27,33 7,78 8,54 686,3 940 I ~7 1 967 4,06 26,43 9,41 10,70 696,3 _I 4,;5 25,30 13,60 70h,3 1.J74 ~"i 1 I 1 1105 4,62 23,90 13,70 17,20 1 716,3 I I 1 4 ,91 22, 18

_I

16,46 22,30 ! 776, ~~ 1208 I ~6 i 1244 I ") , 21 20, 10 I 20,09 30,00 1 ! _i

!

73h,', , I ! ::, , '10 _{17 ,6 1} 2'),93 _40,70 i r; . ,78 . I • • • w _ _ _ • . • . • _ _ _ . • __ _ • _ _ • • 14 .65 ! '27 • 20 I 58,40 .... 1.._. _______ ._ ..L.. _ ___ _ _ _ _

I -~ ~'. +; .;. ~.. .. ~, , " ... ' \

T

in

oe 100 110 120 130 140 150 160 170 180 190 200 Tabel 3. 546,3 + T in oe .t 646,3 688

656,3

666,3 827 676',3 895 686,' 966 6·96,3 706,3 1102 716,3 726,3 1240 736,3 746,3 1378

Berekening van de enthalpie in van het verzadigde geraageerde

stof temperatuur.

6,88

x

T oe +

i

x

A

kJ/ pn-tiëJe druk

B A+B mol aas in

gas atmosfeer. 92 780 3,27 29,00 114 941 3,94 28,04 125 1020 4,29 27,33 136 1102 4,63 26,43 4,96 25,30 161 1263 5,30 23,90 5,64 22,18 186 1426 5,98 20,10 6,32 17,61 212 1590 6,67 14,65

4.

~~_~E~~E!!2~!~~ 19

kJ/mol droog gas gas tegen de

vloei-H

gas in H in

kJ/

1 Ulol ·verz. mol .

gasmengsel droog gas

4,76 4,94 6,96 7,45 8,24 9,05 9,92 11,00 11,84 14,05 14,31 18,00 17,12 23.15 20,51 30,65 24,40 41,55 28,91 59. 10

Uit .tabel 3 kan de evenwichtsl~n w~rden geconstrueerd.

De enthalpie van het intredende gereageerde gas is bekend. daar samenstelling en temperatuur hiervan bekend zijn.

We

kiezen nu de temp. van de uitgaande vloeistof z6danig

laag,

dat de enthalpie van de werklUn boven de evenwichtsl~n

komt te liggen, zodat condensatie van een gedeelte van de stoom in het gas mogelijk wordt. De enthalpie van het uit-gaande gas wordt bepaald door de eis, dat dit ten hoogste

20 kmol per uur stoom mag bevatten, en het feit, dat het is

verzadig.d aan stoom. De vloeistof'-t.emperatu1..tT ligt weer

zo-danig dat condensatie mogelijk is.

In figuur 4 is het aantal H.T.E.ts, dat voor de

conden-satie nodig is geconstrueerd. Dit blijkt 5,4 te zijn. De

pak-kinghoogte wordt dan 4,95

m.

De diameter van de gebruikte Raschigringen is 2". De

toren-diameter is weer 14". De gemiddelde gassnelheid

be-draagt: 1,10 m/sec.

5. ~~!~~~~~~~_~~_~~_~~~:~~~:~~~~~~~~~~!~~:~

Het koude gas dat naar de reactor gaat wordt hier

opge-warmd van!OB~ 4170C. De gemiddelde volumestroom er van is

1670 liter per seconde, berekende uit de formule:

Het hete reactorgas, 2020 liter per seconde gemiddeld, koelt af van 537°C naar 417°C, Dit stroomt door de buizen.

A T log = 117. Voor U

lito 10, U voor 200 - 300

1 ata 5 - 30 W / m

oe.

wordt 40 aangenomen, daar volgens ata 150 tot 300 bedraagt en voor

Neem pijpen met diameter 25 - 29 mrn, respectievelijk in-en uitwin-endig.

~w

= 770 kW. A =

~w

165 m2

U' À T =

Totale pijplengte wordt dan 2100 m.

Re

>

10.000 als de gassnelheid in de buizen tenminste

2,0 mlsec. is, of 50 liter/sec. in elke buis.

H t t I H • 2020 400

e aan a p""pen per pass 1S ~ = •

De pijplengte maken we 6 meter. Het totaal aantal pijpen

is dan 350. Het aantal passes is dan 1.

Op deze manier komt men analoog als bij de 1e

warmtewis-selaar op een doorsnede van 100 cm. De lengte is hierbij 6 m~

De wanddikte nodig voor 30 ata! 20 mmo De doorsnede dus

104 cm.

De oppervlakte van de in- en uitstroomopeningen van het

op te warmen gas is 1670 = 16,7 dm2 , bij een gassnelheid van

11 I)

11,0 m/sec. Dinw.

=

44

cm.

De oppervlakte van de in- en

uit-stroomopeningen van het af te koelen gas is bij 11 mlsec.

=

2

21 _,

6. De reactor.

~!~~~!~!~_f2~~!~~~

De vergel~kingen van bldzo 14 worden nu z6 bewerkt,

dat een differentiaalvergel~king ontstaat met x als

onaf-hankel~ke variabele en T als afhankelijke variabele.

Zo kan het T-x verloop in de lengterichting van de

re-actie worden bepaald. Uit dit T-x verloop is met behulp van

(9) het

Px-x

verloop te bepalen.

Uit Uit Substitueer (10) in

(1):

(v).cp.P Q

~

(T-Q Verder is: dT = E • S • A • k (px - Pev) dx Ti) + Pi

=

Px

(voor de component CO)

We substitueren deze(9) en

(1'.»

in

(12):

(v).cp. P

Q

(12)

(9)

Via vergelijking

(11)

is y als functie van

T

bepaald.

_ 4610

T

e (11 )

(11) en (14) kan een T-x verband worden bepaald.

(9) een p _x -x verband.

De reactor werkt b~ een totaaldruk van 30 atm. De

in-. 0

gangstemperatuur van de reactor is 690 K. De stoom-droog

gas-verhouding oedraagt 1 t 5. Alle gasmengsels worden, zo-als reeds

In de reactor komt per uur binnen: 54-,5 kmo I

co

4,5

_"

_CO2 226,0

_"

_H20 91 ,0

_"

_H2 0,5

_"

CH₄ 0,5

_"

N

₂ 377,0 lanol totaal

De gassen zijn ideaal, dus de ingangspartiaaldrukken zijn te berekenen:

Peo-

_~ = _{4,32 atm.} Deze waarden invullen in ( 11 ) :

Peo

₂ = 0,36 atm. ₄₆₁₀

-PH

°

=

18,00 atm. ( 4 132 - ~) (18200 -

1.l

l' 2 (0,36 + y)(7 ,32 + y)

=

85,4 e PH = 7,32 atm. 2

°

<

y

<

4,32

De diameter van de reactor is 2 ffi. Bij

oOe

en 1 atm. is

iJ

_mol

R.T.

377 • 8,315 • 103 . 213 = 8450 m3/ dus

_~v

=

₌

P 1 ,013 . 105 h. Dus

(v)

=

k5v ₌ 8450

=

2690 m/_h 7f v2 7f

Zoals later zal blijken, zal de temperatuur-stijging over de reactor 120°C bedragen. De gemiddelde temperatuur over de

reactor bedraagt dus 750oK.

~~_~~~~~~~gg_!~~_~El

De cp waarde als functie van de temperatuur van het

in-gangsmengsel is bekend en kan bij 7500K worden uitgerekend.

Tijdens de reactie verandert echter de gas-samenstelling. Ver-ondersteld zal worden, dat deze samenstellings-verandering

van geen invloed zal zijn op cp. De bij 7500K berekende cp

..

•

~'-~:~~~.

\

Voor het droge gas:

cp = 6, 7 1 + 0, 55 • 1 0- 3 T + 0, 07 • 1 0 -6 T 2 cp

=

7,16 cal/mol oK. Voor stoom: cp = 7,14 + 2,64.10-3 T + 0,05.10-6 T2 cp

=

9,15 cal/mol oK. cp

=

151 .7 16 + 226 • 9 15

=

8,34 kcal/kmOI 0'17 C samen 3 7 7 ' 3 7 7 ' A <J,-34 9 kJ/ o · . t mol X. ' ~~-~~!~~~~!~g_!~-Q~

Voor de exotherme reactie bedraagt Q bij 250C en 1

atm.

9,77 kcal/mol. Bij ideale gassen heeft de druk geen invloed

op Q. De temperatuur heeft wel invloed op Q .

C_P H2 cP

_e

0 2 - cPeo cPH ₂

°

d

L:::.

Q dT

=

A cp

De berekening van Q bij 750oK.

---~---= 6.95 - 0,20' 10-3 T + 0,48 • 10-6 T2

=

6,34 + 10,14 •

= -

6,35 - 1,01·

=

7,14 - 2,64 . 10-3 10-3 10-3 T T T 3,42 + 0,27 - 0,05 •

.

10-6 T2 10-6 T2 10-6 T2 - 20 + 6,29 . 10- 3 T - 2,72 • 10-6 T2 Q

= -

9770 - 0,20 (T - T ) +

°

~

• 10-3 _{(T 2 _ T2 )} 2

°

2,72 . 10-6 (T3 T3 ) 3 0 Q

=

-

8741 cal/mol

=

-

36625 _{kJ/kmol .} ,.'

In formule (14) wordt de positieve getalwaarde inge-vuld. Wanneer men alle bekende getalwaarden in formule (14)

invult kr~gt men: x

=

0 dT dx dT

-

=

dx 0,047 e 16000 + 27,2 T

1

1 -

(T - 690) 4.76. 1O-3 } \ \ y - 0,0286 (T - 690) \ ( 14) ~ T - 690

=

33,8 (4,32 - p) (9) (4,32 - y)( 18,00 - y} = (0,36 + y)(7,32 + y) T

=

690 p = 4,32 -23,2+27,2 4610

- - r

85,4 e T - T. _1.

=

0 y = 3,94 0,047 e • 1 • 3,94

=

0,047 0 54,5. 3,94

=

=

10,2 x

i

=

5,1 Afgr. 5. x

=

i

dT

=

dx x

=

1 T

=

695 p = 4,17 -23,0+ 27,2 T - T. _1.

=

5 0,047 e ( 1 - 0,02)(3,93

-= 0,047

.

67 • 0,98

=

5,85 Afgr. 6 T

=

701 p

=

3,99 ~ T

=

11 - 22,8 + 27,2 y

=

3,93 0, 14)

₌

.

_3,79

₌

_11,7xi y

=

3,91 dT

₌

0,047 e dx (1 - 0,05)(3,91 - 0,31

=

=

0,047 • 82 . 0,95 . 3,60

=

13,2 x

i

=

6,6 Afgr. 7 ---~._~

=

[ ,

..

25

x

:::

1i

T ::: 708 p ::: 3,79 oC:t.T ::: 18 y

=

3,88 -22,6+27,2 dT == 0,.047 e dx (1 - 0,09)(3,88 - 0,51) ::: ::: 0,047 . 100 . 0,91 . 3, 37 = ::: 14,4 x

i

:::

7,2 Afgr.

7

x

=

2 T =715 p ::: 3,58 AT = 25 y

=

3,86 -22,4+27,2 dl! _{== 0,047 e} dx (1 - 0, 12)( 3,86 - 0,71) ::: ::: 0,047 . 121 . 0,88 . 3,15 ::: ::: 15,8 x

*

:::

7,9 Afgr. 8 x

=

2i

T

=

723 p == 3,34

AT

:::

33 y ::: 3,83 -22,2 + 27,2

dT

- = 0,047 e dx x == 3 T ::: 731 (1 - 0,16)(3,83 - 0,94) :::

=

0,047 • 148 • 0,84 • 2,89

=

::: 16,9 x

i

= 8,45 Afgr. 8 p::: 3,11 AT ::: 41 y ::: 3,80 -21 ,9+ 27,2

dT

- = 0,047 e (1 - 0,20)(3,80 - 1,17)

=

dx ::: 0,047 • 200 0,80. 2,63

=

19,8

xi

= 9,9 Afgr. 10 x

=

3!-

T ::: 741 p

=

2,81 'óT = 51 y ::: 3,77 -21 ,6+ 27,2 dT _{::: 0,047 e} dx (1 - 0,25)(3,77 - 1,46)

=

::: 0,047 • 270 • 0,75 • 2,31 ::: 22,0 x

*

:::

11 Afgr. 11 't

x = 4 T = 752 p = 2,48 .o..T

₌

62 _Y = 3,73 -21,3 + 27,2 dT _{0,047 e ( 1 0,30)(3,73 1 ,77 ) =} =

-

-dx

=

0,047

·

365

·

0,70 1 ,96 = = 23,4 x

t

= 11 ,7 Afgr. 12 X = _4i T = 764 p = 2,13 ~T = 74 Y = 3,68 -21,0 + 27,2 dT

₌

_{0,047 e} dx ,Jo x

=

5 T = 776 -20,6 + dT _{0,047 e}

=

dx x

=

5t

T

=

788 -20,3 + dT _{0,047 e} - = dx (1 - 0,36)(3,68 - 2,12)

=

= 0,047 . 490 . 0,64 1 ,56 =

=

23,0 x

t

=

11,5 Afgr. 12 p

=

1,82 ~T = 86 y = 3,63 27,2 ( 1 - 0,42)(3,63 - 2,46)

₌

=

0,047

_·

740

_·

0,58 _• 1 , 17

₌

= 23,6 x

i

=

11 ,8 Afgr. 12 p = 1 ,42 ~T

=

98 _Y

=

3,58 27,2 ( 1 - 0, 47 )( 3 , 58

-

2,80)

₌

i 1

=

0,047

_·

980

_·

0,53 _• 0,78

₌

19, 1 19,1 x

i

=

9,55 Afgr. 10 x

=

6 T

=

798 p

=

1,12 .6 T

=

108 y = 3,55 -20,0 + 27,2 dT dx = 0,047 e (1 - 0,51)(3,55 - 3,08)

=

0,047 . 1340 • 0 ,49 • 0,47 =

=

î4,5 x

t

=

7,25 Afgr.

7

27 x =

61-

T = 805 p = 0,92 ~T = 115 _Y

₌

3,53 -19,9 + 27,2 dT _0,047 e ( 1 - 0,55)(3,53 3,29) =

-

= dx = 0,047 _• 1480 _• 0,45 _• 0,24

₌

=

7,5 x

_i

₌

3,75 Afgr. 4

x

= 7 T

=

809 p = 0,78 6= 119 _Y = 3,52 -19,8 + 27,2 dT _{0,047 e ( 1 - 0,57)(3,52 3,40)} =

-

== dx

=

0,047 1650

.

0,43

.

0,12

₌

4 1 1 = x - = 4 x

₌

7,25 T

₌

810 _P

₌

0,76 ~T = 120

De part1aalspanning van CO is 0,76 in het uitgangsgas. De molenstroom verandert niet tijdens de reactie evenals de totaaldruk.

Dus komen 9,5 kmol CO/uur uit tle reactor. Er zijn 54,5

kmol CO/uur de 'reactor ingegaan, 45 kmol CO/uur hebben ge-reageerde

Uit de reactor komt dus per uur: in vol

%

9,5 kmol CO 2,5 CO 49,5

_"

CO₂ 13,2 CO₂ 181 ,

°

_"

H20 _{48,0 H20} Uitgangstempera-136,0 11 H2 36, 1 _H2 tuur reactor 0,5 11 _CH 4 0, 1 CH4 810oK. 0,5

_"

N 2 0, 1 N2 Lengte reactor 377 kmo I 100 bed 7,25 m

Wanneer we vergelijking (14) beschouwen zien we dat bij

het groter worden van ~T, de reactiesnelheidsconstanten wel

groter worden, waardoor de reactie sneller gaat verlopen,

ten-de reactor heeft geen zin meer.

Zelfs b~ een lagere temperatuur waardoor het evenwicht

naar de H2-kant verschuift, is de overmaat waterstof in het gas te groot om een verdere grote omzetting tot waterstof

te bewerkstelligen. Het evenwicht wordt trouwens langzamer

bereikt.

Het is dan ook naar onze mening het meest economische,

~·l1echts één reactor te gebruiken en de rest CO later

1:ataly-tisch _{met waterstof te reduceren tot CH 4 , om op die} manier

het CO in het eindgas te verwijderen.

De drukval over het vaste bed.

Voor de berekening hiervan werd in lito 11 gegeven

for-mule gebruikt:: ó p ::: L v 2 o '\

r

3

Eerst wordt de gemiddelde dichtheid van het gasmengsel

over de reactor berekend. Per uur komen de reactor in 377

1:r:1Ol gas , waarvan de temperatuur 6900K is. Het volume

hier-vtm is:

v

= 377 . 8,3· 10.

3 _{. 690 3}

=

710 m

30,4 . 10 5

De snelheid V3.n het gas aan het begin van de reactor is

dU.8

----

710

=

hl

_.

113 0,063 m/sec.

l[ 3600

Het gewicht van het gas, dat per uur de reactor inkomt be draagt 6992 kg. De dich the id is dus:

599 2 ::: 8 43 kg / 3

710 ' I m

Per uur komen uit de reactor 377 kIn 0 1 gas, waarvan de

temperatuur 8l0oK is. Het volume hiervan is:

377

.

8,3 103

.

810

m3

V

=

₌

₈₃₄

30,4

.

10 5

De snel~e1j va~ het gas aan het eind van de reactor is

29

Het gewicht van het gas, dat per uur de reactor verlaat bedraagt 5995 kg. De dichtheid is dus

Dus voor de verschillende factoren uit de formule wordt nu gevonden: ~ = _{7,80 kg/m3} V .: 0,069 m/ sec. d_p =.9 • 10-3 m ,

v

=

2 • 10-5 78 -6 2/ = 2,6 • 10 m se c. t

=

0,6

L

=

7,25

m 2 7,8 {O,069)2

=

7, 5 • --.;..---.;..--.;..-~-9 • 10-3 1 - 0,6 (0,6) 3 { 170 2 I 6 • 10-6 0,069 • 9. 10-3 (1 - 0,6) + 1,75 \

~p

=

114 N/ 2 _m

=

0,00114 atm. De drukval over het bed is dus te verwaarlozen.

.-"

•

VIII. Lijst van apparaten.

1 2 3 Afmetill8en water/water wa~tewisse­ laarjwarmte-overdragend opp.

29,5

m

2

lengte 3 m.

uitw·doorsne-de 70 CID. mengvat • lengt~ 1 m Doorsnede 46 cm, uitw.

wand

dikte

V

gas 10 mm 9mm bevochtigings- 12 0,75 m/sec toren, hoogte pakking 10,6

i.m.

Diameter inwendig 14" mm

V

vloeistof in de buizen 33,8 m3/uur om de buizen 16,5 m3/uur vulling

~w

=

1245 kW

hete vloeistof

Raschig-ringen

2" x 2"

bijzonderheden

in- en uitstroom

D gat hete

vloei-stof 45 mmo

D in- uitstroom

gat koude

vloe:l.-62 mmo H.T.E.

=

3 feet.

---

-

-

---opwarmtoren; hoogte pak-4' king 4,95 m Diameter in-wendig 14" 5 Gas-gas warmtewisse-laar. warmte-overdragend 2 opp.165,O m lengte 6 m D ui tw. 104 cm reactor lengte kat.-bed 7,25 m breedte kat.-bed 2 m. 8 mm 1,10

ml

sec 20 mm 30 mm in de buizen 2020 liter/ sec.; om de buizen 1670 liter/s~c. Raschig-ringen 2" x 2" s6 _'ti = 770 kW heet gas 1 H.T.E. = 3 feet. D in- en

uit-stroom gat

in-wendig 480 m.m.

93

%

Fe203 porositeit

7

%

Cr203 0,6

lengte 6

mm)

van

een deeltje

..

i i I 1 i

I

I

..

Lijst van pompen:

Pomp I

Pomp II

Doel: het pompen van af te koelen water naar

de water-waterwarmtewisselaar .

Doel: het pompen van water boven naar de'

opwarm-toren.

Pomp 111 Doel: het pompen van water boven naar de

bevoch-tigingstoren .

Alle pompen zijn van het type Be~emann L 3, met een

buis-wijdte van 75 mm en een waaierdiameter van 320 mmo

Opvoerhoogte min.capac. toerentó.l aantal pk

I

I

3 m. 545 I/min. 975 0,75

I/min. 0,75

11 5 m. 350 1050

IX. Literatuurl~st.

Ne Sze and J.F.Campagnolo

Chem.Eng.Progress 52 121

M

-

26

M

(1956).

Hougen, Watson and Ragatz

Chemical Process Principles, 2nd Ed. blz. 255 (1954).

Tabellenboekje van de Koninklijke Nederlandse Chemische Vereniging, 18e druk. bI z. 326 (1962)~ P.Mars C hem. Eng. Sc i . 1 4, 37 5 -38 5 (1 9 6 1 ) . J.Hoogschagen Ind.Eng.Chem. 47, 906 (1955). J.M.Noe Chem.Eng.Prog. 58, no 3, blz. 33-36 (1962). P.Bortolini Chem.Eng.Sci. 9, 135-144 (1958). Landolt-Börnstein.

Zahlenwerten und Funktionen, Band 11, Teil 26, blz.1-20. 6e Auflage (1962).

Prot. ir H.Kramers

Fysische Transportverschijnselen, blz. 124 (1961).

Prof. ir F.C.A.A.van Berkel

Collegedictaat Chemische Werkwijze, blz. 96 (1964).

11 0 P.Mars

"De kinetica van oxidatiereacties op vanadium-houdende katalysatoren". Diss. Delft (1958).

..

..

Symbolenlljst. Symbool. A A D dp E H

HTE

i k n

o

p p Q R S T U V v Omschrijving. oppervlak sinteringsfactor

molaire soortelijke warmte bij

constante druk diameter

deeltjesdiameter van katalysator diffusiefactor

enthalpie

Hoogte Transport Eenheid afkorting voor inlaat reactiesnelheidsconstante oppervlak

partiaaldruk (indien niet nader vemeld van CO)

totaaldruk reactiewarmte reactiesnelheid drukfactor temperatuur totale doorgangscoëffici~nt volume snelheid lengte oppervlak warmtestroom voluI!lestroom porositeit dichtheid

kinematische viscositeit

Eenheicl. m m kJ/kmol

kJ/kg.

m l/h kmol/sec.

m

2 atm. atm.

kJ/kmol.

atm./h.

oK

of

oe

W/m 2 oK

m3 m/sec. m m2 kW m3/sec • kg/m3 m2/sec.

--• •

"

_..

\ \ " l.OIL----.J----....J..,---I...---,~400

Pressure, Ib./sq. in. gauge

Figuur 2.

De drukfactor S in de reactie-snelheid als functie van de druk.

lOS 104 103

,

'\

~

.'\, '\. 01'0 0,\ 1\ 1-43 1-47 151 155 159 1-63 167 1-71 IOOOIT Figuur

3.

De reactiesnelheid tegen de temperatuur.

....

...

~,·

__

~,,'-' .. ,'-ijc, 2 ,~. ;Cbr:

;'::r'-:

l

, i

I

'

j, j , !I ;. ;~:r:

!

'

;

'I!' ' I i . ;

J

i" : ;' ; ' , e ,

; I' !:p l7J - -=::~

• '

~~-=r:' i=-I'--'--:-:--j,--:---'-r- 'I'~";~-" !- ---i-- ~i--T-::-r7'~-- ; -

--("--. ~~ ~""j l·· ,.,f,.fL:.::.Iii. ~'I; • • • ; f f ' . I ; : :

•

•

'

.

~ I

w"

...

•

•

•

,.

.

...

115 STOOM

-

_-

~

_,

_-

_..

~

(

v---..

----

)

\/

I'---" X

f---~

/\

INGANGSGAS 29 STOOM

'n

....

151 A

-M';S S A STROOM IN KMOL UU B I 111 STOOM 1819 H20 1164 H20 151 A

t

r' bevoch· MEN G 79 H₂0 1740 H 20 VAT ti gi n95-DE STROOM VAN 151 A 2983 H20 132&

r

ta ren

BESTAAT UIT:

91,0 H2 51.,5 CO 29 STOOM 1.,5 C02 1243 H20 151 A O,S _CH4 0,5 N2 ENERGIESTROOM IN KILOWATTI ~ H2 0 ~

,

H 4470 H 2835

r

H 1533 T 11l,st T 117, st T Booe W,W. ME NG _~ bevoe h -WATER VA T tig i ng5-WATER H20 H20

t

H 7305 H 5420 T 117,SoC toren T 196°C H20 ~ I H 288 H 3225 ONG. GAS T 15 oe T 117,5 oe H20 H 140 ~mh H 422 0 H 580 T 117,5°e T 163 oe T 155 oe

-..

..

~

,

/L{

..

/

1

-(

-

~

\

11

•

•

115 STOOM. 1 opwarm toren H₂0 19 STOOM 196 B

ONG, GAS STOOM ~

H 1780 H 1605

I

T 191°C T 234-S°C opwarm- W. W,

ONG, GA S

GAS ONG, GAS

ta ren H 3385 H 4155 T 208°C GAS T 417°C GER, GAS GER,GAS

IPRODUK T H 3080 H 3850 T 321°C T 537°e H 495 T 13 OOC

I

-226 STOOM REA K_ 151 A TOR 181 STOOM 196 B REAK-TOR

"

'

,

.

..

..

PROOUK T 19 STOOM 196 B

-•

OE STROOM VAN 196

BESTAAT UIT:

136.0 9,5 49,5 O,S O,S CO C ON V ERSI E STOOM h. eek hout B H2 CO C02 c _H4 N2 MET augustus 6 &

WAT ERSURPLUS ONTHARD WATER KETELVOEDI~GWATER ~---i I I T- I ~~ I---" I I I ...,

~

r- TIC

I

I

A

I

I

I

I I

f\

U

SAMENGESTELD GAS . ST

~

•

..

PRODUKTGAS

r--

~

F , / TI

/

~~~

n \\ _"",~::o-",,,,,,,,, 1I I \\ " ::::::-~-:::: 11

I

I

E \::J -.:;::;;::::-:::: \I ~- \ - _i, I1 1

I

lil

\I \I ';,

lt-:L

,..L 1\

~

~

r

Y

TI

"

9

I I I B LIC - --=-:c :;~:::::::::::'

r

1

_"'./

TIC

Y

~~

,-~~

e

,

~

:::~ I '

-~

LlC I I'~ I I I .~ --- - -- ---_: FIC I ~---______ I

~

/~

•

~

'--

~,

STOOM _{. / "\} I I _~ . I I _{~ '--...} I I I I I ~~ TIC FRC 0 "-~:: ;:::'

~\

I 1 1

1-I 1-Il!

r

-

LIC

I

9

-]

f:)

y-t

A WARMTEWISSELAAR WATER-WATER CO CONVERSIE MET STOOM

B MENGVAT TEVENS BUFFERVAT

C BEVOCHTIGINGSTOREN J. C. HOEVENAAR

DOPWARMTOREN

E WARMTEWISSELAAR GAS-GAS

) AUGUSTUS '66