De synthetische bereiding van glycerol

l

,1

~,J " DE SYNTHETISCHE BEREIDING V van GLYCEROL

F'--':;

.~-.

-,

-~

I~"·'·I

j,;,~Iiw.· · 1 :, ~ . .' l , _{. .} . '.. , _, • ~at? , ,

.:

.

::

!J A. KRIJGSMAN P. D. MARIJS

1 n hou d

1- Inleiding bladz. 1

2. Hoofdstuk I Beschrijving van het proces bladz. 3

,..

3. Hoofdstul{ 11 Materiaalbalans bladz. 10

4. Hoofdstuk III Warmtebalans bladz. 22

5.' .' Hoofdstuk IV Berekeningen bladz. 32

6. Hoofdstuk V Constructie-materialen bladz. 42

·7. Hoofdstuk VI ~lotopmerkingen bladz. 43

Inleiding

In de litteratuur zlJn een groot aantal processen voor de

be-r~iding van glycerol beschnuen. Naast de traditionele i.c. het verzepen van vetten, werden voornamelijk in auitsland proces-sen ontwikkeld om uit andere grondstoffen glycerol te fabri~

ceren.

Te noemen zijn in dit verband:

a. Destructieve hydrogenering van suikers (1,2,3) b. Fermentatie van suikers (4)

c. Polymerisatie van formaldehyde gevolgd door destruc-tieve hydrogenering (5,6,7)

d. Oxydatie van allylalcohol met kalium-permanganaat, kalium-persulfaat of waterstofperoxyde

(S,9,lO)

e. Uit glycolaldehyde en nitromethaan (11)

,

f. Uit natriumpropionaat en natriumnitraat electrolytisch

(12) ~

s.

Katalytische oxydatie van propeen (13,14)

h. Via allylchloride uit propeen (15,16,17)

Van de hier genoemde synthetische bereidingswijzen is alleen laatstgenoemde industrieel toegepast, zodat reeds vaststond dat het fabrieksschema op basis van dit proces moest worden opgezet.

Omstreeks 1940 publiceerde de Shell'Developmen~ Gy. de eerste gegevens over de chlorermng bij hoge temperatuur van propeen, welke publicatie spoedig werd gevolgd door g~gevens over de . eerste proeffabriek voor de synthetische bereiding van glycerol. Gedurende de tweede wereldoorlog was deze proeffabriek in bedrijf. G.I.O.S.- en B.I.O.S.-rapporten onthulden dat ook in Duitsland

gedurende de oorlogsjaren op redelijke schaal glycerol volgens een analoog proces werd bereid.

.~

. ~

~.

Tenslotte kwamen in 1947 de eerste publicaties, wederom van de Shell Development Cy., betreffende de eerste fabriek voor syn-thetische glycerol in Houston tTexas) met een jaarproductie

van 25000 ton. 0

De ontdekking door Groll en Hearne dat propeen bij hoge tempe .... ratuur met goede opbrengst tot allylchloride kan worden gechlo-reerd (15) heeft de synthetische bereiding op g~ote schaal van glycerol mogelijk gemaakt.

ol.

-Het allylchloride kan namelijk op verschillende manieren in gly-cerol worden omgezet. Een overzicht van deze methoden geeft

onder-staand schema: ~I Cl I I ~#.. =ch',c~hO CI'/_clI_ c#. ï" . .l.

DICNl.oo7? ~-\'o"! Dl/il.L. f:ll. -96' rh'é1

r-

II

Cl Cl

No IVO .s .>;>/.\

I /

C~-Ch'-C~ , c-~ = eh'. C "~o# lIo~1

... _~

7.:>1 c,h'COOJE'_ ~

.

_{19u. ~.!.I9l.CoNOt.} C#t.ooAl. H'Y"',,"/j6"'V

-P,eo ;O>Q/7N l( ~ C:H ... =<H - c:tl₃ ~

t

NAQN .:roo'" 7->~0 ;>6',= /V

-<TH' 0 # 0,0/ ,CI <:/ _{Cl Cl} " I I / C ) "

.l

" I _/

C~=C-?,_ c~

_e"

C~_ eh'. c~ N40H ~#.. _ C 11_ c~ _{~ CA:á}

-C//· C

AfOl

I--9t.t.!7l. Ch'l.O';!/~~ . ~" T'/?ICNttoo,R •

~"~o,

f

_"~o/

G,-';Fe é JE'Ot,

011 , AI" • • ~

IN4t~N

iJ~ AI ..

f" _~h'. 7'

J

/ Cl _/c.'\ I<;~ 'pH .P# C#=c - c~ ../ • C h'. c.qoA( c~_ eh'. C~ c~_c# - cA1

'I "' .. óH ,~a

'- L..-.o

Gt.fjCt?'Ii'Ot.

!

Ct.'3'CéRO(.,

-..z.-C#t!OOR_ NbCl <;P, C/7"t. 0 0,,",

'".eo ;0(,=6' IV ':>ICNt.oOI? ""~"'-e/Nt?' _{_ #~ '" JE' '''Ct:} """",oCN't.. #!t'''',VNt'

De bereiding via trichloorpropaan werd onbruikbaar bevonden (16), terwijl die via allylalcohol 'of glyceroldichloorhydrine

ge-schikt bleken.

Tenslotte werd de bereidingswijze viaallylalcoh~l gekozen om-dat dan ook allylalcohol op de markt kan worden gebracht, het .... geen de fabriek een in economisch opzicht gezonder basis verleent. In dit verslag zal daarom het. laê;lLstgenoemde proces nader wor ... den beschreven •

Hoof.dstuk I Beschrijving van het proces Het proces bestaat uit de volgende delen: a. Chloreren van het pr~e~

Een vijfvoudige overmaat propeen wordt voorverwarmd op 4000C. Deze grote overmaat is noodzakelijk om de vorming van di- en

trichloriden tegen te gaan.

Niet voorverwarmd chloorgai w~odt hieraan toegevoegd, waarbij voor een goede menging moet ~orden zorggedragen.

Gezamenlijk voorverwarmen der gassen leidt tot vorming van veel dichloriden omdat bij lagere temperaturen add~tie van chloor aan propeen gaat overwegen. Afzonderlijk voorverwarmen is, blijkens ervaringen van de Shell Development Cy., verwer-pelijk wegens het opteeden van niet controleerAbare nevenre-acties waarbij o.a. sterke koolstof-afzetting optreedt.

De vrijkomende reactie-warmte zorgt~ bij goed gekozen reactor-, afmetingen en goede isolatiereactor-, ervoor dat de temperatuur van

het gasmengsel tot 500-5l00C sti jgt. . .

De onderzoekingen van de Shell Development Cy. hebben namelijk uitgewezen, dat bij deze temperatuur de grootste opbrengst aan allylchloride wordt verkregen.

\

Bij het chloreren ontstaa~een mengsel van producten; de be-langrijkste hiervan zijn ally10hloride, dichloorpropenen en chloorwaterstof.

Het belangrijkste probleem van deze phase van de glycerol-bereiding is het scheiden van deze reactieproducten.

Inde litteratuur zijn twee processen besch~ven volgens welke de scheiding kan worden uitgevoerd:

1. Afkoelen tot -25

á

_300_{C (17)} 2. Afkoelen tot 5

à

ad 1 De organische reactieproducten w~rden bij deze lage tem-peratuur als vloeistof afgescheiden. Uit het resterende gas wordt met water het :;;e,a'Z'iurgas uitgewassen. Ui t de vloeistof wordt door destillatie het allylchloride ge~

wonnen.

~C.I

-ad 2 Het ontstane 7Qllt:;:atH'gas wordt door absorptie in water verwijderd. Bi~ de hierna volgende afkoeling wordt een gedeelte van de organische reactieproducten als vloei-stof afgescheiden.

Uit het Besterende gas wordt nog een gedeelte van het aanwezige allylch10ride door absorptie in petro1eym ge-

-wonnen.

Het proces onder 2 genoemd werd in de She11--proeffabriek toe-gepast. Een groot nadeel Brvan is dat grote hoeveelheden ab-sorbens nodig zijn terwijl voorts uit door Wi11iams (16) ver~

-me1d~ gegevens valt te berekenen dat slechts 6510 van het in

het r~actiemengsel aanwezige ally1chloride wordt afgescheiden. Bovendien zal het gas na de HOl-absorptie steeds vochtig zijn

~~en sporen HOl bevatten hetgeen tot corrosie aanleiding zal ge-. venge-. .

Door de I.G.Farbenindustrie(18,19) werden, na de H01~absorp­

tie, de reactiegassen tot -25 ~ -3000 afgekoeld waardoor de

absorptie van het a1lylch10ride achterwege kan blijven. De corrosie-problemen als zoeven genoemd blijven echter ook hier bestaan, zij het danook in mindere mate.

Hoewel in de litteratuur, die betrekking heeft op de Shell-proeffabriek (16) herhaaldelijk met nadruk wordt betoogd dat geen corrosie werd geconstateerd, kan uit de opzet van de commerciële fabriek worden geconcludeerd dat dit wel het ge-val is geweest: na de HOl-absorptie wordt het restgas (voor-. namelijk propeen) met loog gewassen; het propeen wordt voorts zorgvuldig gedro~gd.

Uit een en ander valt te constateren dat het schema van dè She11_fabriek zal moeten worden gevolgd.(17)

" j , '

Doordat in de. reactor koolstof-afzetting plaats vindt is

het noodzakelijk eens per twee weken deze te reinigen. Daarom zijn twei reactoren met bijbehorende gaskoelers noodzakelijk. In deze koe~lers worden de reactiegassen, welke 'e~n tempera-tuur hebben van ca. 50000, afgekoeld tot ca. 5000.

In de vóór-fractionneerko1om worden de gassen afgekoeld door verdampend propeen van ~O waar bi j totale condensatie van

J

alle reactieproducten (met uitzondering van HOl) wordt

nage-.l

streefde Het top-product, een gasstroom van _4000, bevat naast een grote hoeveelheid propeen en HOl een gering deel

monochloriden (410 van de totaalopbrengst). Het bodem-pro-duct, een vloeistof van ~2500, bestaat uit gechloreerde kool~

waterstoffen en propeen.

In een eerste destillatie (onder druk, 2 ata) wordt het pro-peen verwijderd als topproduct,het bodemproduct gaat naar een tweede kolom, waar het a11y1ch10ride als topproduct en de di- en trichloriden als bodemproduct worden verkregen

f·

'I

--Voor het allylchloride moeten opslag-tanks aanwezi~ zijn om de drie delen van de fabriek onafhankelijk van elkaar te kun-nen laten werken.

Het bodèmproduct van de tweede destillatie, een mengsel van di-en trichloorpropdi-endi-en, hoofdzakelijk 1,3 dichloorpropedi-en, is bruikbaar als insecticide in de landbouw. Het wordt door de Shell als D.D. in de handel gebracht.

De gasstroom uit de vóór-fractionneerkolom en het topproduct van de eerste destillatie worden samengevoegd en opgewarmd tot

50~. Het grootste ged~elte van het HCl wordt vervolgens

geab-sorbeerd in water, waarbij 3210 zoutzuur wordt verkregen • . Het resterende HCl wordt vervolgens verwijderd in een wastoren, waarin de gasstroom met

510

nátronloog wordt gewassen.

. ",'"

Het van Hel bevrijdde propeen dat nu waterdamp bevat wordt ge-comprimeerd en afgekoeld V'/aarbi j vloei baar propeen van 25°C

W"'éC.. .

(10 ata) verkregen wordt. Via eeq ~E:~i:9tofafscheider ,en een droogtoren wordt het propeen teruggevoerd naar de opslagtank voor droog propeen. Tw~e droogtorens zijn aanwezig, waarvan er een in bedrijf is terwijl de andere wordt geregenereerd met hete lucht.

'Uit de opslagtank voor droog propeen verdampt ca. 1 ton propeen per uur. De hiervoor benodigde warmte wordt geleverd door een verwarmingselement in de tank (warmwater-warmtewisselaar). Aangezien in het proces ook propeen (vloeibaar) van ~40oC

no-dlg is, is ook e~n opslagtank voor koud propeen aanwezig.

Detemperatuur in deze tank wordt constant gehouden door steeds propeen te laten verdampen~

De keuze van de temperatuur in de eerste opslagtank (door ons 100C genomen) wordt bepaald door de volgende factoren:

wordt de temperatuur te laag dan zal de druk niet ,voldoende zijn om de propeen-stroom het proces te laten doorlopen zodat dan gaspompen zullen moeten worden aangebracht; hoe hoger de temperatuur ,in de eerste tank, des te meer propeen zal moeten worden verdampt in de tweede zodat de compressor meer arbeid zal moeten leveren. Uit te maken welke oplossing in economisch opzicht het voordeligst is valt o.i. buiten de opzet van dit schema. .

De droogtorens zijn gedimensioneerd aan de hand van een prac-tijk-voorbeeld, beschreven in litt.(29). De vulling is het han-,delsproduct ItFlori te desiccantlt

--b. Hydrolyse van,het allylchloride

De hydrolyse van het allylchloride kan o~ twee manieren

uit-gévoerd worden:

1. Met soda-oplossing (18,19)

2. Met natronloog (16)

ad 1 Het nadeel van deze methode is, dat hierbij grote

hoe-veelheden kooldioxyde vrij komen, welke na de hydrolyse moeten worden afgelaten. Hierbij zullen ongetwijfeld verliezen aan allylalcohol optreden.

ad 2 De concentratie van de natronloog heeft de volgende in-vloed: hogere conCëptraties leiden tot de vorming van betrekkelijk veel diallylaether, lagere concentraties geven minder aethervorming maar maken het winnen van de allylalcohol uit de verdu"nde oplossing moeilijker.

Combineren van deze factoren levert een concentratie

van

5fo

als de meest gunstige. Daar, om de aethervorming

zoveel mogelijk te onderdrukken, de PH tussen 8 en 11 gehouden moet worden, wordt de loog-toevoer geregeld op

de zuurgraad in"de reactor. '

Het proces onder 2 genoemd zal in het te bewerken schema worden toegepast.

Allylchloride en voorverwarmde loog worden in de reactor binnengevoerd; voor een goede vermenging, de juiste

tempe-ratuur (150-1600_{C) en de juiste PH moet worden gezorgd.}

De druk in de reactor bedraagt'onder deze omstandigheden ca. l4'ata.

De temperatuur in de reactor wordt constant gehouden door de recirculatiestroom door een warmtewisselaar te voeren; vroegere coqstructies (Shell-proeffabriek), waarbij de warm-tewisselaar in de reactor was irigebouwd bleken in de prac-tijk wegens corrosie niet te voldoen.

In het allylchloride aanwezige propeen en

monochloor-prope-nen worden via een veili~:8issklep afgelaten.

c.."sl!_ ~- ,

/

Het uit de reactor afgevoerde product wordt afgekoeld tot

89

à

900_{G, ongeveer het kóokpunt van het azeotroóp}

allyl-alcohol-wa'ter bij 1 ata, waarna de. druk tot 1 ata wordt ge ....

reduceerde .

In een stripper wordt nu met open stoom een mengsel van di-allylaether, allylalcohol en water overgedestilleerd.

Als bodemproduct wordt een oplossing van NaGl en onom§ezet NaOH afgetapt. Het topproduct wordt/gekoeld op ca. 80 G en naar de ~ehydratatie-kolom gevoerd. Hiär wordt een ternair azeotroop bestaande uit diallylaether" allylalcohol en wa-ter als topproduct verkregen en wawa-tervrije allylalcohol als

bodemproduct. ~

Het ternair a~eotroop, waarvan de samenstelling als ~olgt is: 8,7 gew.% allylalcohol

78,9 gew.fa diallylaether

1,8 gew.fa water

wordt afgekoeld tot 400_{C, waarbij het zich ontmengt in een} aetherrijke laag bevattend:

8,3 gew.fo'allylalcohol

89,9 gew.fa diallylaether

1,8 gew.fa water

en een waterrijke laag bevattend:

10,8 gew.1o allylalcohol

0,5 gew.fa diallylaether

88,7 gew.fa water

De waterrijke laag wordt teruggevoerd naar de stripper, de aetherrijke laag wordt voor het grootste deel teruggevoerd naar de dehydratatie .... ko lom, een klein deel, overeenkomend met da ,productie aan diallylaether, wordt naar een extractor ge-voerd. Hier wordt' de aeth~r geextraheerd met wate~ om de er in aanwezige allylalcohol terug te winnen. De geextraheerde aether gaat dan naar de opslagtank voor diallylaether, het water met de allylalcohol gaat naar de stripper.

De nu wat~rvrije allylalcohol gaat naar een destillatie-kolom waar eventuele verontreinigingen als residu wo~den afgeschei-den.

c. De omzetting van allylalcohol in glycerol

De allylalcoh~l wordt met water verdund tot een 5

fa

oplossing. Deze oplossing wordt in een gepakte kolom behandeld met

chloor-gas~ waarbij hypochl~riet-additie optreedt.

De bereiding van het chloorhydrine wordt in waterige oplossing uitgevoerd omdat de additie van chloor aan watervrije allyl-alcohol geen goede resultaten oplevert (16,20).

Onderzoekingen van de Shell Development Gy. wezen uit dat een maximale opbrengst aan glycerol wordt verkregen met een

510

al-lylalcohol-oplossing.

,f

De temperatuur in de reactor moet op ca. l50_{C worden gehoudem.} Dit is te bereiken door de recirculatie-stroom (volume recir~

culatie-stroom bedraagt 2 maal volume voeding) door een koeler te leiden. Het afgevoerde product wordt op 1550_{0 vèrhit en met} eveneens op 1550_{0 verwarmde loog gehydrolyseerd in een twee~} tal in serie geplaatste autoclaven. De loog is in dit geval een oplossing, die lOfo NaOH en lfo soda bevat.

De autoclaven zijn zodanig gedimensioneerd dat de verblijf tijd ca. 30 min. bedraagt.

De ca. 5fo glycerol-oplossing die naast zout en organische on-zuiverheden ook nog loog bevat, gaat naar het verdampstation. ' Dit verdampstation is ingericht aan de hand van een practijk"":

voorbeeld beschreven door Miner en Dalton (21) voor concentra-,tie van glycerol-oplossingen in de~zeepindustrie.

~ {. 2.iL

fGJ'

~f __

I

Het concentreren geschiedt in~ trappen. In een dubbel ef-. fect verdamper wordt de oplossing geconcentr~erd tot 40~

gly-I

cerol, een volgende verdamper brengt de concentratie op ca.

1

_{oplossingen in eén 'trap tot} 80fa. Het is vol~ens genoemde auteurs niet raadzaam glycerol-

_sofa

_{te concentreren: de verdampte}

hoeveelheid water per tijdseenheid neemt n.l. sterk af als de glyceroloplossing geconcentreerder wordt.

,De afscheiding van keukenzout levert. minder moeilijkheden ?,ij

,1

indampen in twee trappen: de NaCl-krlstallen ontstaan dan ln

een oplossing die relatief m~nder organische stof bevat~en en zijn dus groter.

Tenslotte kan op deze wijze de dubbel~effect verdamper continu werken hetgeen de totaal-productie per verdamper natuurlijk

sterk verhoogd. . , fo'-Wt..itJ

Voor de afscheiding van zout zijn bij de verdampers tF9~mels

aangebracht waarin van tijd'tot tijd een gedeelte van de ver-damper-inhoud wordt gefiltreerd. Gebruik van een continue cen-trifuge voor zout-afscheiding wordt door Miner en Dalton alleen voor grotere hpeve~lheden zout economisch verantwoord geacht. De ruwe glycerol (80%) die nog s~ds NaOH bevat wordt

vervol-gens geneutrali seerd met geconc. Iie=~ Er moet uiteraard voor , / worden gezorgd dat de oplossing niet zuur wordt.

Het nu volgende destillatie-systeem is eveneens ontleend aan een practijk-voorbeeld uitvoerig beschreven door Miner en Dalton. De glycerol wordt hier onder vacuum (15 mm) met open

~--"

Door partiële condensatie worden uit de, de kolom

verlaten-i

de dampen 2 vers.chillendè kwaliteiten glycerol afgescheiden. In de 3,e condensor condenseert de rest van de glycerol (ca. . 2~ van het totaal) en stoom.

Iedere 4 uur wordt ca. 300 kg. vloeistof uit de kolom af ge-"tapt en naar een bezinkvat gepompt; na 36 uur continu

be-drijf wordt de gehele kolominhoud naar de bezinktank gepomt. Een tweede destillatie-kolom verwerkt dit "bodem-product". Ui t de zou t-" slurry" van de bezink-tank s kan wee r NaC 1

wor-den afgescheiwor-den. De moederlogen gaan dan terug naar het ver~

dampstation.

Voor de glycerol-bereiding uit vetten is deze zuivering vol-doende; vOOr het synthetische product niet.

Door de Shell Development Cy. werd gevonden dat door extrac-tie met organische oplosmiddelen als xyleen (22) gekleurde producten konden worden verwijderd.

In het schema is daarom een continu werkende extractor aan- ' \ gefracht waar de fracties uit de eerste twee condensors gez~- \ menlijk worden ui tgewaasen. " . " Door het product nogmaals aan een analoge destillatie te on-derwerpen wordt een glycerol verkregen die voldoet aan alle eraan te stellen eisen.

Shell Development Cy. geeft bijvoorbeeld: Kleur Chloor Zuren en Esters Dichtheid 20/4 Smaak Geur nagenoeg kleurloos O,00(2} ~ 0,0002(6) aeq/100 g. 1,2611 zoet niet merkbaar

...

'.

--Hoofdstuk 11 Materiaal-balans

a. Chloreren van het propeen

1. Door Wiliiams (16) zijn uitvoerige gegevens gepubliceerd over de samenstelling van de reactieproqucten bij de chlorering van propeen onder verschillende omstandigheden.

De materiaalbalans over de reactmr wordt als volgt:

ID.

In Propeen 1004,2 kg/h.

332,8 kg/ho Chloor

Uit

Allylchlo rid~ (80 mol

10)

.

.

286,8 kg/ho

2-Chlo 0 rpropeen 1 (2t mo 1 ~): 9,0 kg/ho

l-Chloo rpropeen 1 ( '2 mo 1 fa): 1,8 kg/ho

Dichl,o ri9-en (16 mo 1 fa): 41,6 kg/ho

~

,

Trichloriden en ( 1 mol 10) : 2,3 kg/ho

.

..

#.\rJI

(I . ~. Zware producten _{Chloorwaterstof 171,5 kg/ho}

y....rC

~v

Propeen 824,0 kg/ho

~

Totaal ---....;;.. 13372

°

kg/ho ... 1337

_----

20 kg/ho

Opm.:De opbrengst is uitgedrukt in mol

10

van het

toegevoer-de chloor

2. Van de vóór~fractionneerkolom zijn in de litteratuur geen

pro-duct ... samentstellingen gegeven. Deze werden berekend met behulp van stof~ en warmtebalaas. Bij de berekeningen werden de

volgen-de vereenvoudigingen toegepast: ,

a. Alle moriochloriden werden als allylchloride gerekend.

b. Di- en trichloriden werden als 1,3 dichloorpropeen gerekànd.

c. Alle vloeistof~ en dampmengsels zijn ideaal verondersteld,

m.a.w. de wet van Raoult mag worden toegepast d. De dampspanningen van de dichloriden zijn geschat

De hier gegeven getallenwaarden zullen dus hoogstens wat .~e

or-de van grootte betreft juist kunnen zijn.

In R eact iep ro du c ten

Vloeibaar propeen Transport

1337,0 kg/ho 846,0 kg/ho 2183,0 leg/ho

..

-"

In . Ui t . a. Topproduct : Monochloriden HCl Propeen b.Bodemproduct: Monochlo ri.den Propeen Di-en Trichloriden H Cl Totaal Transport : 13,1 kg/ho : 169,0 kg/ho :1581,5 kg/ho 1763,6 kg/ho : 284,5 kg/ho : 88,5 kg/ho : _{___} 43,9 kg/ho 3~~_~~+h~ ________ _ 419,4 kg/ho I/.. 2183,0 kg/h 2183,0 kg/ho 2183,0 kg/ho 3. Voor de propeen-afscheider geldt hetzelfde als wat voor de

vóór-fractionneerkolom werd.opgemerkt.

In Bodemproduct vóórfract.kolom : 419,4 kg/ho

Uit fl. Topproduct : Propeen HCl Monochloriden b.Bodemproduct: Monochloridèn Di en Trichloriden Propeen Totaal 86,4 kg/ho 2,5 kg/ho 0,4 kg/ho ~---: 284,1 kg/ho : 43,9 kg/ho : 2,1 kg/ho 89,3 kg/ho ~---~--330,1 kg/ho' _ _ _ _ ._o
';;;;' 419,4 kg/ho 419,4 kg/ho 4. Met betrekking tot de scheiding van allylchloride en dichloriden

is door Williams (16) gegeven dat het bodemproduct ca. 1 mol~

al-lylchloride bevat, het topproduct 0,1 mol ~ dicfuloriden. Naast

dichloriden bevat het destillaat, wederom volgens Williams, ca 4

gew.~ lichte componenten.' De hoeveelheden van deze laatste zijn

-"

In

Uit

Bodemproduct propeenafscheider 330,1 kg/ho

~. Topproduct : Allylchloride 2-Chloorpropeen 1 l-Chloorpropeen 1 Dichlori-den Propeen È.. Bodempro duct: Di- en Trichloriden: Allylchloride Totaal 274,3 kg/ho 7,9 kg/ho 1,6 kg/ho 0,4 kg!.h. 2,1 kg/ho 43,5 kg/ho 0,3 kg/ho 286,3 kg/ho ---~---43,8 kg/ho ---~ ---~ 330,1 kg/ho 330,1 kg/ho 5. HC1-absorptie: In Uit Topproduct vóór-fractionneerkolom Topproduct propeenafscheider Water zoutzuur (32 gew.1o Monochloriden Hel Propeen HC1)529,7 13,5 2,0 1667,9 kg/h .. kg/ho kgl.h. kg/ho ~--~---~----1763,6 kg/ho 89,3 kg/ho 360,2 kg/ho

Totaal 2213,1 kg/ho 2213,1 kg/ho

Opm.: De hoeveelheid waterdamp die door de dampstroom wordt meegevoerd is bier verwaarloosd.

6. Absorptie resten HC1:

De resterende hoeveelheid HC1, 2,0 kg/h., wordt hier uit de damp-stroom verwijderd door wassen met ~

510

natronloog !F}lJ Jij! i S:g.

Een totaal-overzicht van de chlorering en de daarop volgende zuivering geeft onderstaande balans:

IJ.

-In leg/ho Reactor Propeen 1004,2 Ohloor 332,8 kg/ho

Vóórfract. kolom Propeen 846,0 kg/ho

HOI-'absorptie Water 360,2 kg/ho

_._--;.;..~

2543₂2 kg/ho Uit Destillatie "Allylchloride"; 286,3 kg/ho "Di chloriden" 43,8 kg/ho HOI-absorptie Zoutzuur 529,7 kg/ho

HOI 2,0 kg/ho

Recircu la ti e , _{Propeen 1667,9 kg/ho} Monochloriden 13,5 kg/ho

~---254322 kg/ho

Aangezien een gedeelte van de ontstane monochloriden wordt terugge-voerd naar het propeen~reservoir zal na verloop van tijd de voeding van de reactor ca. I ~ gechloreerde producten bevatten. Het is niet aan te nemen dat dit enige invloed van betekenis zal hebben op het ver-loop van de chloreringsreactie.

Het teru~gevoerde chloride bevat 6,4 kg/ho gebonden chloor. Wordt de chloor--voeding verminderd met de hiermee aequivalente hoeveelheid . (12,8 kg/h.) dan is aan te nemen dat de samenstelling van de de reactor verlatende gassen niet belangrijk zal afwijken van de in de materiaal~·

balans gegevene. .

De hoeveelheid geproduceerd HOI wordt uiteraard minder.

Door het verminderen van de hoeveë~aeid chloor zal ook de in de reac~

tor vrijkomende hoeveelheid warmte afnemen. Dit kan worden gecompen-seerd door het propeen tot een hogere temperatuur voor te verwarmen. Daarom wordt de warmte~toevoer in de vóór-verhitter geregeld op de

tem-peratuur van de reactie-gassen.

Do~r Williams is niet aangegeven of de door hem vermelde analyses (16)

betrekking hebben op eçn propeen~voeding die reeds Ca.

110

chloride

bevat dan wel op een voeding van zuiver propeen.

.

.. Tenslotte zij nog Qpgemerkt dat· het propeen ca. 2 ~ propaan kan bevat~

ten. Met wijzigingen die ~.e.a. met zich meebrengt voor de materiaal-balans .is geen rekening gehouden.

In alle berekeningen is het propaan als propeen gerekend.

~.

b. Hydrolyse van het allylchloride

1. In het artikel van Williams (16) zijn eveneens uitvoerige gegevens

~ gepubliceerd over de samenstelling van de reactieproducten bij de

hydrolyse van allylchloride.

De materiaalbalans over de reactor wordt als volgt: "Allylchloride" Nat ro n 100 g

510

Uit Allylalcohol (88,3 Diallylaether ( 8,8 Allylchloride ( 1,1 Hoogkokende producten( 1,8 (uit a11ylchloride) Hoogkokende producten (uit dichloride) 2-Chloorpropeen 1 l~Chloorpropeen 1 Propeen NaCl NaOH (overmaat) Water Totaal mo 110) : molto) : mo lfo} : molfa) : 183,8 kg/ho 15,4 kg/ho 3,0 kg/ho 3,5 kg/ho 0,4 kg/ho 7,9 kg/ho 1,6 kg/ho 2,1 kg/ho 207,6 kg/ho 1,8 kg/ho :2735,2 kg/ho

--

... _---~162,3 kg/ho 286,3 leg/ho' 2876,0 l{g!h. 3162;3 kg/ho

Opm. De opbrengst is uitgedrukt im mol fa van het toegevoerde

zu i vere allylchlo rid·e.

2. De samenstelling van het topproduct van de stripper is in de lit-teratuur niet gegeven. Daarom werd deze gelijk gesteld aan die

1

van het binaire azeotroop a1lylalcoho1-water (72,3 fa alcohol). De invloed d&e de aether op deze samenstelling zal hebben is dus ver-~

waarloosd. . Ui t --a.Topproduct Allylalcohol , lHa1lylaether A11ylchloride Hoogkokend Water Transport Reactieproducten Uit afscheider I Uit afscheider 11 .open stoom 194,4 kg/ho 15,5 kgl.h. 2,0 kg/ho 3,9 kg/ho 75,5.kg/ho ~---291,3 kg/ho 3149,7 kg/ho 84, 7 kg/h~ 89,7 kg/ho 655,0 kg/ho 3979,1 kg/ho

Transport 291,3 kg/ho 3979,1 kg/ho b.Bodemproduct Water NaC1 NaOH 3478,4 kg/ho 207,6 kg/ho 1,8 kg/ho ~---~~-3979,1 kg!h~ 3979,1 kg/ho 3. Dehydratatie-kolom: In Uit stripper Uit afscheider I Uit a. Toppr.oduct Diallylaether Al1ylalcohol A11ylchloride Water b.Bcidemproduct A11ylalcoho1 Hoogkokend Àfscheider I 0 556,7 kg/he 60,4 kg/ho 2,0 kg/ho 86,5 kg/ho ---~-~---~ 005,6 kg/he . 183,8 kg/ho 3,9 kg/he ~~~---187,7 kg/ho ~_ ...

_--893 ,3' kg/h In Topproduct Dehydratatie Uit

---a. Terug naar dehydratatiekolom :

Dia11y1aether : 541,1 kg/ho A11y1alcohol : 50,0 kg/h •. Water 10,7 kg/ho --~-~-~---601,8 kg/ho 291,3 601,8 ... ---~ ... 893,1 705;6 ~~-~--~ ~----~ kg/he kg/he kg/ho kg/ho

...

-Transport b.Naar afscheider 11 Diallylaether Allylalcohol Allylchlo ride Water

c.Terug naar stripper Diallylaether Allylalcohol Water Totaal Afscheider 11 601,8 15,4 kg/ho 1,4 kg/ho 2,0 kg/ho 0,3 kg!~. ---~---~~----~-~-~-19,1 0,1 kg/ho 9,1 kg/ho 75,5 kg/ho --~---~---84,7 w.. _ _ _ _ ... 705₂6 In Uit afscheider I Water Uit a.Aetherlaag Diallylaether Allylalcohol Allylchloride Water 15,4 kg/ho 0,1 kg/ho 2,0 kg/ho 0,3 kg/ho ,~.;o.-_ _ _ _ _ _ _ _ _ _ _ _ _ _ _ _ _ _ _ _ - ... kg/ho kg/ho kg/ho kg/ho 17,8 kg/h

b.Waterlaag (terug naar stripper)

Allylalcohol 1,3 kg/ho Water 88,4 kg/ho 89,7 kg/ho 705,6 kg/ho ~---705₂6 kg/ho 19,1 kg/h. 88,4 kg/h. ~-~--~ ~---~~ 107,5 kg/ho 107,5 kg/h

Opm. De hoeveelheid voor de extractie benodigd water is berekend aannemende dat de verdeling van de allylalcohol over de beide lagen gelijk is aan die bij de ontmenging van het azeotroop

4. Destillatie-allylalcohol ,In Uit a. Topproduct Allylalcohol b. Bodemproduct Hoogkokend Allylalcohol Bodemproduct dehydratatiekolom 183,2 kg/ho 3,9 kg/ho 0l,6 kg/ho ---~--~~~~--~-~~~~ 187,7 kg/ho

Totaal 187,7 kg/ho 187,7 kg/ho

Opm.De samenstelling van het bodemproduct is aangenomen aan~

gezien in de litt. geen gegevens over deze destillatie vermeld worden.

Een totaal-overzicht van de hydrolyse van het ~llylchloride en de

daarop volgende zuivering van het allylalcohol geef~ onderstaande

balans: In Reactor Dehydratatie Afscheider 11 Uit Reactor stripper Afscheider 11 Destädlatie' lIallylchlorideli ~ Nat ro n loog 5

fa

Open stoo'm Water Vluchtige componenteb Water NaCl NaOH Aetherlaag AllylalcohoI , Bodemproduct 286,3 kg/ho 2876,0 kg/ho 655,0 ki/h. 88,4 kg/ho _-.;0 __ ...;... ... 3905,7 kg/ho

V{,6

kg/ho 3478,4 kg/ho 207,6 kg!.h. 1,8 kg/ho 17,8 kg/ho 183,2 kg/ho 4,5 kg/ho

----_

... 3905₂2) kg/ho

/eP. .

-c. De omzetting van allylalcohol in glycerol

1. o.ok voor de hypochloriet-additie en de daarop volgende hydrolyse van de ontstane chloorhydrinen zijn in de litteratuur gegevens ver-meld (16). Ui t Glycerol Allylalcohol Zware producten Zout NaOH

Water (en Na2,o03") Totaal Al~ylalcohol-oplossing (5~) Chloor Loog (3

10

overmaat) ?70-,6 kg/he 3,8 kg/he 8,6 kg/he 369,6 kg/he 7,6 kg/he

.

5633,2 kg/he ---6293,4 kg/he 3663,2 kg/he 2'24,2 kg/he 2406,0 kg/he ---6293₂4 kg/he 2. Cijfers in dit onderdeel van de materiaal-balans zijn gebaseerd

op gegevens, gepubliceerd in het boek van Miner.en Dalton (21). Verdampstation

In Van hydrolyse chloorhydrinen Terug van le destillatie Terug van 2e destillatie

Neutaliseertank (32~ HCl opl.) a. "double .... effect"-verdamper Allylalcohol 3,8 kg/he Stoom 5464,0 kg/he NaCl 248,4 kg/he ---~---5716,2 kg/h b. " s ingle-effect"-verdamper

Glycerol (1,7 fo) 4,8 kg/he

Stoom 246,2 kg/he NaCl 107,4 kg/he ---~---358,4 kg/h ~-..i _ _ ""~ Transport _{6074,6 kg/h} 6293,4 kg/he 52,0 kg/he 51,0 kg/he 21,5 kg/he ----~----6417,9 kg/he

-_,

/~.

Transport 6074,6 kg/ho 6417,9 kg/he

c.Bodemproduct naar Glycero 1 Water NaCl Org. onz. destillatie 276,1 kg/ho 33,3 kgWl;;J.. 25,3 kg/ho 8,6 kg/ho 343,3 kg/ho -~--_ ...

Totaal 6417,9 kg/ho 6417,9 kg/ho

le Destillatie

Zmals reeds in hoofdstuk I is vermeld geschiedt de destillatie niet

geheel continu. Gegeven getallen hebben danook betre~king op

gemid-delden per uur; ~ij werd~n ontleend aan een practijk~voorbeäld be=

schreven door Miner en Dalton (21).

In Van verdampstation Open stoom Uit ---a.Bezinktanks Zout Glycerol Water b.Bodemproduct 2e kolom Glycerol argo onz. Zout c .product le Glycero 1 Water Org. onz. d.P'roduct 2e Glycerol Water Org. onz. Transport condensor condensor 23,3 kg/ho 0,3 kg/ho 0,1 kg/ho ---~---~ 2,5 kg/ho 5,5 kg/ho 2,0 kg/ho 23,7 kg/ho ---~-~-~-~~~ : 165,6 kg/ho : 1,7 kg/ho : 1,1 kg/ho 10,0 kg/ho ---~~---~-~ : 102,5 .kg!h. : 1,5 kg/ho : 2,0 kg/ho " 168,4 kg/ho ~-~---~-106,0 kg/he ~---308,1 kg/ho 343,3 kg/ho 54,6 kg/ho 397,9 kg/h"

I

,

,-.la,

-Transport 308;1 kg/ho 397,9 kg/he

e.Product 3e condensor; terug naar verdampstation.

GlycerQl 5,2 kg/ho . Wate r 46,8 kg/h., ~~---~--~---~ f.Barometrische condensor: Stoom 52,0 kg/ho 37,8 kg/ho =----~ ~---. Totaal 397,9kglh. 397,9 kg/h • Xyleen-extractie

Van de aard en hoeveelheid van de met deze bewerking te verwij-deren onzuiverheden zijn in de litt. geen gegevens verstrekt.

Slechts is vermeld dat het "gekleurde producten" zijn~ (22)

Aangenomen is dat ca. een derde gedeelte van de nog aanwezige

onzuiver~eden, i.c. 1;0 kg/ho wordt geextraheerd. _-;

2e Destillatie

In Van extractor

- - Opgelost xyleen is verwaarloosd.

Open stoom 2'73,4 kg/ho 79,2 kg/he Uit a.Product le condensor Glycerol Water b.Product 2e condensor Glycerol Water Org. onz. 187,7 kg/ho 0,8 kg/ho ~~~~~--~---~-~~ 188,5 k.g/h 75,1 kg/ho 0',7 kg/ho 0,1 kg/ho ~---~-~---~-~~ c .product 3e Glycerol Water 75,9 kg/ho condensor;terug naar verdampstation

: 5,1 kg/h. . . : 45,9 kg/he ~---~---~~~-~~~-d.Barometrische condensor Stoom e.Bodemproduct Olrg. onz. Glycerol . 2,0 kg/ho 0,2 kg/ho 51,0 kg/ho 35,0 kg/ho gg2,~ kg!h. ~--~-~ ~-~~-~ "

,zl.

-Een totaal-overzicht van de omzetting van de allylalcohol in gly~

cerol en de daarop volgende zuivering van het glycerol geeft onder~ staande materiaalbalans: In Reactor Neutr.tank Allylalcohol-opl.(5!o) Chloor. Loog (3

%

overmaat) Zoutzuur (32 fa) Ie Destillatie Open stoom 2e Destillatie Open stoom

Ui t Verdampstation Ie Destillatie Bezinktanks Bodemproduct 2e kolom Stoom 2e Destillatie Product I Product 11 Stoom Bodemproduct

Extractie Org. onzuiverheden

3663,2 kg/ho 224,2 kg!h! 2406,0 kg/ho 21,5 kg/he 54,6 kg/ho > 79,2 kg/ho -~....;;~_ .... 6448,7 kg/ho 6074,6 kg/ho 23,7 kg/ho .10,0 kg/he 37,8 kg/hè 188,5 kg/ho 75,9 kg/ho 35,0 kg/ho 2,2 kg/ho 1,0

kg/h.,

6448,7 kg/ho De verkregen producten (I en' 11) worden in de U.S.A. als volgt ge-kwalificeerd:

I

Product I : voldoet aan de eisen, gesteld in de "United States Pharmacopeia" en wordt genoemd C.P.-glycerine (che-mically pure). Het kan worden gebruikt voor voedings-middelen en medische doeleinden; uiteraard ook voor

technische d o e l e i n d e n . - -1

1

Product 11 Wordt genoemd H.G. (high gravity)~glycerine. Het moet I minstens 98,7 gew.fa glycerol bevatten. Hèè is ge~

schikt voor de meeste industriele toepassingen.

I

Hoofdstuk 111 Warmtebalans

De warmtebalans pretendeert niet een nauwkeurige analyse te geven van de warmteeconomie in de fabriek, maar is opgezet om een indruk te ge~

van van de in àe ve'rschillende delen van de fabriek benodigde resp. af te voeren warmte-hoeveelheden. Sommige calorische grootheden wa~

" ren in de litteratuur niet gegeven en moesten daarom worden geschat. a. Chloreren van het propeen

In dit onderdeel van de warmtebalans is de enthalpie van vloei-baar propeen van - 400 C gelijk aan nul gesteld.

1. propeenverhitter In

1004,2 kg propeen gas van 100 C

Toegevoerde warmte Uit 1004,2 kg propeen van 4100 _C 2. Chloorverdamoer In - - 332,8 kg/h vlb. chloor 200 C Toègevoerde warmte Uit 332,8 kg/he 'chloorgas 200 _C 3. Reactor In Propeen Chloor Reactiewarmte Uit 824,0 kg/ho propeen 5100 C 297,6 kg/ho monochloriden

43,9 kg/ho di- en trichloriden

171,5 kg/ho Hel Stralingsverlies

.

.

' Warmtehoeveelheden in 104 kcal/ho 31,81 31,80 8,61 1,20 1,96 0,84 11,83 19,98 3J:,81 31,81 2,30 12,18 ....

---Totaal 44,41 46,29 Opm. I .

De temperatuur van de buitenwand van de reactor is ie schat op

1200 _{C. Het stralingsverlies bedraagt dan 6,84 x 10 kcal/ho} Olpm.II .

Soort. warmten der reactieproducten moesten worden geschat. Vermoedelijk is di~ 'de oorzaak van het niet geheel kloppen

4. Koeler voor reactieproducte~ In

1337,0 kg/ho reactieproducten (510°C)

Ui t

824,0 kg/ho propeen van 50° C 297,6 kg/he monochloriden

43,9 kg/ho di~ en trichloriden 171,5 kg/ho HC1 Afgevoerde warmte Totaal 5. Vóórfractinnneerkolom In " --1337,0 kg/ho reactieproducten Warmte stroom van lucht naar kolom (geschat) Urt --aoBodemproduct (_250 C) 284,5 kg/ho monochloriden 88,5 kg/ho 'propeen 43,9 kg/ho dichloriden 2,5 kg/ho HCl b.Topproduct (_400 _C) 1581,5 kg/ho propeen 13,1 kg/h~ mono chloriden Totaal 6. Propeenafscheider In --Bodemproduct vóórfract. Toegevoerde warmte Ui t 0 a.Bodemproduct (65 C) 284,1 kg/ho monochloriden

43,9 kg/ho di~ en trichloride 2,1 kg/ho propeen

b.Topproduct (~ ~Oo C) 86,4 kg/ho propeen

XO,4 kg/ho monochloriden 2,5 kg/ho Hel c.Condensor 10,86 3,75 0,58 0,31 Z9

,e5

~.t _~ __ -.o_ 45,35 0,18 0,07 0,03 15 ;55 0,12 ... --....;;-15,95 1,16 Q,19 {F,Cn 0,86

"",---

.;-,--0,59 45,35 45,35 15,50 0,45 15,95 0,28 2,5~

-7. Destillatie allYlchloride In Bodemproduct propeenafscheider Toegevoerde warmte Uit --a.Bodemproduct (1060 c) 43,5 kg di- en trichloriden 0,3 kg/he monochloriden b.Topproduct (ca.400C) 283,8 kg/hé monochloriden 2,1 kg/he propeen 0,4 kg/he di en trichloriden c.Condensor Afgevoerde warmte Totaal

8. Opslagtanks "allylchloride" en "dichloriden ft

In Topproduct des·ti11atie (400 C) Ui t Afgevoerdel:jwarmte Product 20 C In Bodemproduct destillatie (1060 c) Uit ~fgevoerde warmte Product 250 _C'

9. Verwarming voor HC1~absorber

In --Topproduct vóórfract. Topproduct propeenafscheider Toegevoerde warmte Uit Dampstroom 50 _C .0,25 -,~-0,88 0,01 3,63 0',22 0,67 0,14 0,11 ---~~ 19,28 1,36 3,41 0,89 0,25 15,67 0,86 2,75 19,28

,z.J ..

·1

10. HCl-absorber In

-,-Dampstroom uit (50_{0) verwarmer}

360,3 kg water van 200 _{0 '} A,bsorptiewarmte Uit ---1667,9 kg propeen van 25°C 13,5 kg monoch10riden 2,0 kg/ho HOI 529,7 kg/ho 3210 zoutzuur 400 ₀

Afgevoerde "warmte (koe1wat~r)

Karbate regenkoeler In --529,7 kg/ho 3210 zoutzuur 4000 Uit --Xfgevoerde warmte Product (300 _C) 11. Loogwasser

.

19,28 4,32 8,03 20,45 0,14

...;.,,--5,00 6",04 ~--- ----~---31,63 31,63 5,00 0,34 4-,66 ---;0-'--' .0.-. _ _ ;;"" 5,00 5,00

De warmteeffecten in deze kolom zijn klein; ze werden in de bere-keningen verwaarloosd.

12. Compressor In

--Dampstroom uit absorber 25°0

Propeen uit koeler propeenafscheider Dampstroom uit opslagtank koud propeen Uit

~082,6 kg/ho vloeibaar propeen (250₀₎

Afgevoerde warmte , Totaal 8,56 15,06 24,61 20,59 0,59 3,43 24,61

Opm. De compressie-arbeid is hier verwaarloosd zodat de in

werke-lijkh~id af te voeren hoeveelheid warmte groter zal zijn dan hier is ,opgegeven. De compressor is nauwkeuriger

bere-kend. Nadere bijzonderheden zijn in een volg~nd hoofdstuk

"

"

13. Opslagtank voor nat propeen In

Vloeistofstroom van compressor 169,2 kg/ho propeen supply Uit

2251,8 kg nat propeen.naar droogtorens Totaal

14. Droogtorens

9,26

8,56 0,70

Warmte-effecten in de droogtorens zullen zeer gering zijn. Zij werden in deze berekeningen verwaarloosd."

15. Opslagtank voor droog propeen In

-2251,8 kg"propeenlt _{van drogers}

Toegevoerde warmte Uit

1247,6 kg/he vloeib. propeen (100

_c)

> lOOG,2 kg. propeengas naar reactor

Totaal

16. Opslagtank voor koud proEeen In

1247,6 kg/he vl. propeen (100 c)

Uit

--342,0 kg/he propeen gas _40°C 905,6 kg/ho propeen vl. ...,.40PC "'

.

, ' ' f t-',-,' ... ~." ,. ~ t •• }' a; .• j .. '-. .. ." ~ 3,43 11,83 15,26 3,43

""',-- ---3,43 . , ~. ~. 9,26 6,00 15,26 3,43 ---~ 3,43 ~.

,

--2;:

..-b. Hydrolyse van het a11y1ch1oride

.

In dit onderdeel van de warmtebalans is de temperatuur van 200C als nul-niveau aangenomen.

1. Loogverhitter In

--2876,0 kg~h. loog van 200 C Toegevoerde warmte

Uit

~876,0 kg/ho loog van 1590 C Totaal

2. Reactor In

3.

4.

--Loog van verhitter Reactiewarmte

Uit

~2,6 kg/h vluchtige prod.(afge1aten) 183,8 kg/ho a11y1a1coho1

15,4 kg/ho dia11y1aether

2~44, 6 kg/ho oplossing NaC1 & NaOH : Totaal' p'roduct--ko e 1er In 3149,7 kg/ho reactieproducten Uit -183,8 kg/ho" a11yla1coho1 15,4 kg/ho dia11y1aether

2944,6 k_gjh. op1. van NaC1 en NaOH Afgevoerde warmte

Stri2per In

--314~7 kg/ho reactieproducten

84,7 kg/ho uit afscheider I - 89,7 kg/ho uit afscheider 11

655,0 kg/ho stoom Uit ~ --S687,8 kg/ho spui 194,4 kg/ho a11y1alcoho1 15,5 kg/ho dia11y1aether 75,5 kg/ho water Afgevoerd in condensor Totaal Warmte-2oevee1heden in ·10 kcal/h. 40,02 40,02 0,22 1,65 0.,10 39,74 ~---....,;: 41,71 0,81 0,05 19,44 21,19 ---41,49 29,54 0,89 0,05 0,52 29,97 ---60 ,97

--,--40,02 40,02 40,02 1,69 41,71 41,49 ---..;-41,49 20,30 0,16 0,02 40,49 ---60 297

i

.-50 Koeler

In .

--291,3 'kg/ho topproduct stripper 'Uit --r94,4 kg/ho a11y1a1coho1 15,5 kg/ho dia11ylaether 75,5 kg/ho water Afgevoerd~ warmte Totaal 6. Dehydratatie-kolom In

-

.

Product uit koeler

601,8 kg/ho uit afscheider I Toegevoerde warmte (reboiler) Ui t a. Topproduct: 556,7 kg/ho dially1aether 60,4 kg/ho a11ylalcohol 86,5 kg/ho water b. Bodemproduct .. 187,7 kg/ho "allylalcohol" c. Condensor Afgevoerde warmte Totaal 70 Koeler en Afscheider I In -Topproduct dehydratatie-kolom Uit

a. Terug naar dehydr.kolom 541,1 kg/h.dial1ylaether

50,0 kg/ho a11y1a1coho1 10,7 kg/ho water

b. Terug naar stripper

0,1 kg/ho dia11y1aether 9,1 kg1.h. al1yla1cohol 75,5 kg/ho water Co Naar afscheider 11 15,4 kg/ho dia11ylaether ) 1,4 kg/ho a11ylal~ohol ) 2,0 kg/ho allylchloride ) 0,3 kg/ho water . ) Afgevoerde warmte Totaal

..

_.

0,75 0,04 0,44 0,23 1,62 0,23 0,50 0,86 41,86 45,07 0,54 0,07 0,02

-..l, ... _

0,01 0,15 0,02 1,54 1,46 .;:...----1,23 0,63 43,21 45,07 2,35 ./4.

-8. Extractie en afscheider II In

--19,1 kg/ho uit afscheider I 88,4 kg/ho water

Ui t

--a.Naar diallylaether-opslag 17,8 kg/ho IIdiallylaether" b.Terug naar stripper

89,7 kg/ho allylalc.oplossing Totaal

Destillatie allylalcohol In

--187,7 kg/hè bodemproduct stripper Toegevoerde warmte (reboilerr Uit

---183,2 kg/ho allylalcohol 960 C

4,5 kg/ho bodemproduct

Afgevoerde warmte (condensor)

Totaal

-,---0,02: 01,84 0,02 6,30 -'----0,02

-,--o

~ 02 0,86 6,30

-:!.

..

.

~.

c. De omzetting van allylalcohol in-Blycerol

In dit onderdeel van de warmtebalans is de temperatuur van 150 _C

als nul~niveau gekozen.

1. Hypochloriet additie en hydrolyse In

--3663,2 kg/ho allylalcohol opl.

224,2 kg/he chloor

Reactiewarmte hypochloriet additie Reactiewarmte hydrolyse

2406,0 kg/he loog (1350 _C)

Opwarmen product additie Uit

-:Koeler recirculatie stroom hypo-chloriet additie

Product naar verdampstation Totaal Warmte-hoeveelheden in 104 kcal/ho 5,27 88,07 93,34

=-",--

--,---7,90 7,90 29,64 47,90 93,34

Opm. De beide reactie-warmten zijn in litt. niet gegeven, zij wer-den geschat op 25 kcal/mol.

" 2. Verdampstation

'1/

In

~ Van hydrolyse chloorhydrinen

,Ç"

---TQegevoerde warmte

';;f

Uit

. 343,3 kg/ho bodemproduct (65? C)

350 kg/ho zout (geschat)

2655,0 kg/ho stoom

~~ --~

2655,0 kg/ho condenswater Totaal 3. Ie Destillatie In . --. Van verdampstatiom Warmte-effect neutralisatie

~54,6 kg/ho open stoom

/ Uit

----33,7 kgWh. bodemproduct

168,4 kg/ho glycerol Ie condensor

106,0 kg/ho fl.l~e.ro.l-2.e condensor

52,0 kg/h. ~we etwat..e.6

37,8 kg/ho stoom in bar. cond.

Transport 1,29 3,50 155,50 14,00

---173₂29 0,43 1,48 0,54 0,08 2,00 88,07 85,22 --, ---173,29 1,29

-,

... -2,62

---Transport Afgevoerde warmte Condensor 1-Condensor 2 Condensor 3 In --Toegevoerde warmte Totaal 4,53 3,62 2,26 2,76 13,17

1f.

3,91 9,26 13,17 -, Opm. De verwarming ilan de kolom geschiedt deels met open stoom,

- deels met hoge druk stoom in een spiraal-warmtewisselaar. 4. 5. Extractie In Van Ie destillati'e 274,4 kg/h. glycero 1 UitAfgevoerde warmte ---274,4 kg/ho glycerol Totaal 2e Destillatie In Van extractor

79,2 kg/ho open stoom Toegevoerde warmte Uit

(138°C) (950 _C)

2,2 kg/ho bodemproduct

188,5 kg/ho glycerol 1e condensor 75,9 kg/ho glycerol 2e condensor

~ 51,0 kg/ho gx "sweetwater"

\ 35,0 kg/ho stoom in bar. condenso r Afgevoerde warmte Condensor 1 Condensor 2 Condensor 3 Totaal

&J

Productkoelers In Product I Uit ~fgevoerdè warmte 'Product I In -Product II Uit ~fgevoerde warmte Product II Totaal 2,02 0,70 -1,32 --_..:..-- ---2,02 2,02 1,32 3,81 7,28

.;;.,_

... 1,66 0,39 0,08 1,90 4,05 1,62 2,71 ...

----

..;,,-_ ... -12₂41 12₂41 1,66

.'

1,43

.

.0',23

---

---1,66 1,66 0,39 0,30 0,09

---

---..; 0,39 0,39

\

\.

\

ti._

Hoofdstuk IV Berekeningen

a. Berekening van de "Karbate"-regenkoeler

""\ .. \.

\

'.

Het 32% zoutzuur verlaat de absorptie-apparatuur met een tempera~

tuur van 400 C, zodat afkoelen vóór opslag tot ten minste 30D C

gewenst is.

, Voor het afkoelen van sterk corrosieve vloeistoffen als dit zout-zuur worden door de "Union Carbide & Carbon Corporation" "karbate.!!. warmtewiséelaars van het,bovengenoemde typ~ in de handel gebracht." Voor de hoeveelheid overgedragen warmte kan men schrijven:

Ib

_{w ::} U x A x A T , waarin:

. }è§w: warmtestroom

U Totale warmte-overdrachtsco~fflcient ~

AT : Gemiddeld ,temp. ve~schil tussen koude en warme stroom.·

. q-' ...

.;

~

~,

Voor een eenvoudig type warmtewisselaar (2 conc~ntrische buizen)' ~ is eenvoudig af te leiden dat ~o9r ~T moet worden gesubstitueerd:

Tl -

.?2

---r--ln Tl/ T2 " • .... ? • of AT (log.gemiddeld) Door Bowman, MUller en Nagle (23) zlJn coórectie-factoren bere-kJnd voor regenkoelers van verschillende vorm.' Zij berekenden de-ze'factoren met behulp van de formule:

1

_._--- =

1- K waarin: "Kl

=

1 Tl ~ _{T2 .} ---~----) (1 ) ,. .... -S/2r e en " , Tl - T2 R e - - - r "'~---.... - S =. t _{2 -} .t.1

Deze factoren zijn berekend voor 12 .... pass".-regenkoelers. Zij kun-nen tevens worden gebruikt (volgens Kern-24 ) voor koelers met meer secties.

Voor de berekening van de "film_coäfficient" aan de buitenkant van de pijpen vonden Mc. Adams, Drew en Bays (25) de relatie:

~

•

'.

tlfilm-coëfficienttl Hierin zijn: h

G w/SL, w: hoeveelheid koelwater in lb/hr. L : pijplengte in ft.

uitwendige diameter pijp.

D

Zij namen aan

a. Verdamping van koelwater treedt b. Stroming om pijpen is laminair Voor het laatste is een criterium

1. Hoeveelheid koelwater Warme _stroom In 1040 _F Ui t 86°' F niet Re op

~

éEJ'<

2100 Koude stroom Ui t 840 F

Irl

77° F as.

-Gemiddelde temperatuur warme stroom : ~5° F. Bij qeze tempe~ tatuur is de soort. warmte van 3210 zoutzuur: 0,636 BTU/lbOF

2. -Af te voeren: '1166,7 x 0,636 x 18 ... l33Q6 BTU/hr. Koelwater nodig 13356/1 x 7 _{. - ,} : 1908 lb/hr • TemEeratuursveischil 20 ... 9_ AT (log. gemiddeld) ---

₌

13,750 F In 20/9' R (uit formule 1) , - 2,6 S ( uit fo rmule 1) =- 0,26

Uit de waarden van R en

S

volgt voor de correctie~actor Ft uit een grafiek in het artikel van Bowman, Müller en Nagle een waarde van 0,97 .

At wordt dan 0,97 x 13,75 - 13,1° F. 3. Totale warmte-overdrachts-coëfficient U

Deze valt te split~en in vier delen:

a. Overdrachts-co~ff. van stromend medium naar wand (al) b. Overdrachts-coëff. door wand

C.

Overdrachts-coëff. van wand naar koelwater_film

La,)

~. Overdrachts~coäff. van vuillaag •

.---De

waarde van U wordt hoofdzakelijk bepaald door de grootste weerstand in de serie. De weerstand in de wand kan dus hier gevoeglijk worden verwaarloosd'l

"

1

-a. Berekening van al

Volgens Chilton en Colburn geldt:

l

J

_H = (Nu) (Re )-lx (pr)-

4) \

I

Een correctie voor verschill~nde viscositeiten aan de wand en in het midden van de pijp behoeft in onJ g~val, wegens geringe temperatuursverschillen, zeker niet te ~oraen aangebracht. Uit grafieken waarin jH als functie

va~

aet getal van Reynolds

(Re) is ui tgezet voor verschillende p/jp ... afmetingen kan de jH-(actor gemakkelijk worden geVOnden~

Bij een bepaald Reynolds~getal is . nog slechts een functie van Nu en E[ (resp. de kengetallepr an Nusselt en Prandtl),

dus: .

~_

f.

'/2"': ')

\ j

_l

=. (Nu) (Pr.)- 'J "

H _ _ l I

Nu is Nu aD/;.. en

Er.

_{ozc p}

IA

zodat

:%: a

=

jH x AID x ( ~cp/A) ~ 1. Getal van~eynolds: 2. 3. of 0,083 ft. Inwendige diam. pijp : 1 inch

Opp. doorsnee wordt dan: Massastroom/opp.eenheid

0',00545 sg.ft.

214075 lbs/hr sq. ft. Bij de gemiddelde vloeistof temp. (warme stroom) van 950 _F

is de.viscositeit 1~65 centipoise

of ; 1,65 x 2,42 3,99 "lb/ft.hr. Hieruit volgt voor Re;::. 0,083 x 214075/3,99 .:. ₄₄₅₄

JH .;..:0 factor:

Lengte pijp (standaard-maat) 109 11/16 inch of 9,141 ft.

LID ::: _9,141/0,083 .:a ca. 110

Uit de waarden voor Re en LID

VO

_{19t voor jH}

₌

16 Getal van Prandtl

Soort. warmte 3210 zoutzuur bij 950 Wa~mtegeleidingsvermogen : geschat

F : 0,636 BTU/lb.oF vérmogen van water 0,8 x 0,360

0,8 x

warmtegeleidings-=

0,288 BTU/hr.ft.o~

. =.

3,991b/ft.hr.

Viscositeit

~

Hieruit volgt voor{Pr) =. (3,99 x O,636/0,288)Q 2,066

.'

A~ ..

-al =16 x O,288/0,0~3 x 2,b66 = 114,7

Tussen inwendig en uitwendig oppervlak is een vrij groot verschil,

Correctie-factor: diam.inw.jdiam.uitw.

114,7 x 1/1,5 = 76,5 BTU/hr.sq.ft. oF

b. Berekening van a2

_~M'

rwvvA.-

~~

" ' .

Massastroom/opp.eenh. 1908/2 x 9,141 = 104,4 lb/hr.ft.

Bij tgem. 80,50 F is de viscositeit

of 0,90 x 2,42 ~

Het getal van Reynolds wordt:

0,90 centipoise 2,178 lb/ft.hr.

Re zeker laminair.

4 x 104,4/2,178 .:. 192 , de stroming ms dus

Uitwendige diameter 1,5 inch of 0,125 ft.

zodat a2

=

65 x (104,4/0,125)

=

612

Indien geen vuillaag wordt verondersteld wordt U :

- -.::::.68,0

Om eenvuillaag in rekening te kunnen brengen wordt een

"vervui-lingsfactor ingevoerd, die als volgt is ged~finieerd

R ~ UI - _{U2/Ul x U2_ waarin:}

: warmte-overdrachtscoeff. zonder vuillaag

: warmte~overdrachtscoëff. met vuillaag.

vervuilings-factor werd hier 0,005 gesteld (rivierwater)

R 0> ,005 _{a v}

=

1/0,005 .:. 200

U

2 wordt nu:

Nodig koel-oppervlak (Ui t fo rmule ~,,/, U x A x ~ T)

A - 13356/50,7 x 13,1

=

20, 1 sq. ft.

·Koeler heeft oppervlak (standaardmaat) : 3,54sqft/s~ctie,

zo-dat nodig zullen zijn

20,1/3,54 ::0 5,7

-

.

b. Berekening van de tweetrapscompressor met tussenkoeler. Berekend worden:

1. De totale compressiearbeid bij het comprimeren van het propeen van 14,7 psia (1 ata) op 294 psia (20 ata) in een compressor waarvan de cylinders niet gekoeld worden. 2. De koelers tussen de beide trappen.

ad.1. Berekening van de compressiearbeid. Te comprimeren:

a. 37051bs/hr (1681 kg/h) propeen, afkomstig van de HCl-absorber met e~n temperatuur van 770F (25°C) en een

druk van 14,7 psia (1 ata). Dit propeen is verzadigd aan

waterd~mp. Behalve dit propeen is dus ook aanwezig 51,3

lbs/hr waterdamp.

b. 885 lbs/hr (401,2 kg/h) propeen, gebruikt als koelmid-del. Dit propeen is droog. Temperatuur ':"400'F (-400 C) , druk 14,7 psia (1 ata).

Bij elkaar gevoegd: 4590 lbs/hr van 14,7 psia en 54,50F •. Hier kan bij deze temperatuur nog 28,8 lbs/hr waterdamp in zitten. Bij het samenvoegen'zal dus water condenseren, hetgeen afgescheiden wordt. Bij de compressor komt dus aan: propeen, verzadigd aan waterdamp.

De compressie verloopt het meest economisch als:

wk

e,)

,r...,w.t.

,~

P2

=

V

_{P 1 • P3}

/vi- +r~~

.

waarin: P1

=

druk voor compressie (14,7 psia) P2

=

druk na eerste compressie-trap

P3

=

druk na tweede compressie-trap (294 psia) Hieruit volgt: P2

=

65,7 psia.,

Uit het mollierdiagram voor propeen volgt:

VoorP1

=

_{14,7 psia, t 1}

=

54,50F is H

=

300,0 BTU/lb. Bij isentropisch comprimeren tot 65,7 psia wordt dan: t₂ = 173,80F, H = 344,0 BTU/lb.

I

AH

=

44,0 BTU/lb.

Compressie arbeid eerste trap:

~

. E1 = 4590 x 44,0 = 2,02.10 5 BTU/hr

j

Vóór de tweede compressietrap wordt het gas gekoeld op

~

Daarbij mag het dauwp:tuit niet bereikt worden, daar dan waterslag i~~

in de compressor optreedt.

Bij het' dauwpunt geldt:

~

y

= 1

1"

P.

boven het dauwpunt

f

~

<

p' waarin:

=

molfracties der stoffen in het g~s •

. .

lh~

@

verzadigingsfugaci tei t (voor lage partiële druk gelijk

fi'V'k~Lc~

/ ( ':

aan de verzadigingsspanning) der stoffen, bij 1130F. . \~ totaaldruk van het gasmengsel. (= 65,7 psia)

---.

Samenstelling gasmengsel: Bij 52,50F is PH20 = Dan J.S

Y

propeen

=

0,986. 0,213 psia, dus)'H

°

2

=

0,0145

Verzadigingsfugaciteit van propeen bij 1130F: 220 psia Verzadigingsdruk voor water bij 1130F 1,39 psia.

f

~ = 0,0145

--p

1,39 + 0,986 220

=

0,0149 1 P

=

1 65,7

= 0,0152.

Dusf~

<

;.

Het gasmengsel blijft dan boven zijn dauwpunt.

Gaan we nu dit gas comprimeren, dan moeten we er rekening

~ ~tr.t.AM-.

mee houden dat in de koeler een drukverlies:.:~ee-d-t- (ca. 1,0 psi) dus propeen van 64,7 psia en 1130F met een H

=

321,0 BTU/lb wordt gecomprimeerd tot 294 psia.

Hierbij stijgt de temperatuur tot 237°F en de enthalpie tot H

=

'361,0 BTU/lb.

Dus .A H = 40 BTU/lb.

Compressiea~beid tweede trap:

E2

=

4590 x 40

=

1,S4.10 5 BTU/hr. Totale compressiearbeid:

5 .

Etot = 3,S6.10 BTU/hr = 153 pk.

Bij een rendement van ca. 75

%

is dus een motorvermogen ver-eist van ca. 200 pk. ~

ad 2 Berekening van de gaskoeler.

4590 lbs/hr propeen van 65,7 ps.ia worden gekoeld van 173,SoF tot 11~,OoF.

Bij 65,7 psia en 173,SoF is H

=

344,0 BTU/lb Bij 65,7 psia en 113,OoF is H

₌

320,0 BTU/lb AH

₌

24,0 BTU/lb

Af te voeren warmte:

Q

=

4590 x 24,0

=

1,10.105 BTU/hr. Eisen gesteld aan de warmtewisselaar:

1. drukval over de mantel max. 2-psi (hier stroomt propeen)

~

2. drukval in de pijpen max. 10 psi (hier stroomt koelwater) 3. Vervuilingsfactor R D

=

Uc - UD

=

0,007. Uc ., UD 4. koelwatertemperatuur in 6S,OoF. uit' 86'OoF.

--

....

'

I. Ruwe berekening

~

T:

_{1 m warme stroom koude stroom}

T1

=

173,So~ t

2 S6,OoF T₂

₌

113,OoF t

1 6S,OoF .oT

₌

60,SoF At 1S,OoF Hieruit volgt: .A tlm

=

62,OoF.

verschillen S7,SoF 45,OoF

,

Warmte-overdragend oppervlak A: Neem een U aan van

U

=

ca. 30 BTU/(hr)(sqft)(OF) dan is A =

---'"- =

Q 1,10 x 10 5 U _.ótlm Hoeveelheid·koelwater: ~C.At -1,10 x 10 5

=

1 x 18 30 x 62,0 6135 lbs/hr

Aantal pijpen en lengte der pijpen

=

59 sqft.

Voor V

=

ca 3.3 ft/sec is de capaciteit per! in. 16 BWG

-pijp ca. 1550 Ibs/hr. Er zijn dus

4

pijpen nodig per "tube ~ pass". Neem een

_{, -}

6 - ,12 warmtewisselaar, ·d.w.z. 6 shell passes en 12 tube passes. Dan bedraagt het aantal pijpen

48.

\

Worden deze in een driehoekig patroon opgezet met een hartafstand van·1 in., dan bedraagt de manteldiameter

12 in.

De lengte der pijpen wordt dan:

. A L

=

_{n x oe..}

" =

6,25 ft. Neem L= 6 ft. Samenva tt ing ;., Mantelzijde I.D. 12 in.

afstand dwarsschotten 6 in. aantal "passes" 6 Drukval ~ 2 psi. Pijpzijde Aantal pijpen lengte O.D. BWG Hartafstand Drukval

4

Vervuilingsfactor R D

=

0,007

48

6 3 "4 16 1 10 ft in. in. psi

11. ·Nauwkèuriger berekening. , Correctiefactor voor b.t1m (23) R

=

T1 _ T2

=

3,38

~

t· _{2 t 1} ) Ft

=

0,98 t2 - t1 ₎ S

₌

= 0,205 T1 - t 1

Warme stroom, mantelzijde~

Berekening getal van Reynolds.

~

=

I.D.

x C1 x B

=

~x

0,25 x 6

=

0,125 sqft s 144 Pt . 144

ç

=

~

=

4590

=

36720 lbs/(hr)(sqft). s O<s .e: 0, 1 25 Bij T""

=

143,4oF is

}=

0,0242 lb/(ft) (hr) De

0~~4

=

0,061 9,061- x 36720 9 Re = -z-. z..::._ ::...;:;...:-=~~:.:::...--

=

2500 s 0,0242 Berekening ho Voor Res

=

_{92500 is f H}

=

180

Bij 143,4oF is k

=

0,013 BTU/(hr) (ft)(OF) zodat

( 7 ) 1/3 ~ (0,93 x 0,0242)

1j ;;

1,21 0,0:13 . k (Ej-.) 1/3 x 1

=

180 x

°

013 ho

=

J x x ' x 1,21

=

46,4

1 H De 0,061 BTU/(hr) (sqft) (OF)

•

Koude stroom, in d~pijpen.

Berekening getal van Reynolds (alleen voor berekening van de drukval in de buizen.).

O<t' = 0,302 sqin. o(t

=

Nt xo(t' = 48 x 0,302

=

0,00839 sqft. 1 44 x n 144 x 1 2 w 6135 / Gt

=

~t

=

=

731000 lb (hr)(sqft). 0,00839

Bij to<

=

77 oF,' = 2,25 lb/(hr) (ft) D

=

0;62 12

=

0,0517 D x Gt Re_t

=

jJ-

=

0;0517 x 731000

=

2,25 16820.

Berekening snelheid in de buizen: Gt

V

= ----.;::..--

=

~~~~---731000

=

_{3,25 ps.} 3600

x-#f

3600 x 62,5

Berekening warmteoverdrachtscoëfficiënt betrokken op de buitendiametervan de pijp •.

Uit V & 3,25 fps volgt h i

=

7.60 BTU/(hr)(sqft)(oF)

h io =

6:~:

x h_i = -

g:'~~

x 760 = 628 BTU/(hr)(sqft) (OF) Totale warmteoverdrachtscoëfficiënt bij schoon opper-vlak .

U _c

=

=

43,1 BTU/(hr)(sqft)(OF)

o(tt

=

0,1963 sqft/ft. A

₌

6 x 48 x 0, 1963

₌

56,6 10 5 UD

=

1,10 x

₌

32,1 60,7 x 56,6 Vervuilingsfactor R_D U - U . R

=

c D

=

0,0079 D U- x U c D Samenvatt-ing: U_c

=

43,1 BTU/(h~)(sqft)(OF) U_D

=

32,1 BTU!(hr)(sqft)(OF) R_{D berekend 0,0079} R_D verlangd 0,007 Drukval: In de mantel. sqft. BTU/(hr)(sqft)(oF) Re = 92500 dus f = 0,0014 sqft/sqin. Aantal "crossesfl

=

_{N + 1} L 6' N + 1

=

12 l j

=

12 x b

=

12. s

=

dichtheid gas dichtheid water

pv

=

(~)

x 1545 Tabs.

?

\

t%~1.>

~~

fOgas

,

w

= -

_V = p(MIll)

=

1545 Tabs 65,7 x 144 x 42,1 = 0,438 lb/cuft. , ... 1545 x 603,4 s

₌

02

42

8

₌

_0,00684 62,5 D 12 1 ft s

=12=

f x _. G_s2 ₁₀ x Ds (N +

~2

₌ 1 _, 04 . pSl 5,22

i

10 .De.!.4~

\

Toelaatbare Ps

=

2,0 psi In de buizen: Voor Re t '

=

16820, f

=

0,000236 sqft/sqin. Wrijvingsweerstand: f 'x Gt~ x L x n Ft = 10 == 3,40 psi 5,22 x 10 x DxS x ~t

Weerstand t.g.v. omkeringen in de stromingrichting: 4n v 2

Fr

=

Sï

x 2g'

=

3,63 psi,

,p

T = Pr

=

7,0 psi.

~

..

.-· Nomenclatuur voor de berekening van de koeler A _ 0( oe I' B C' c D De Ft f G g' h ( h· ( h 1( 0 ~io JH k L N Nt n P' ~pT .L\pT Apt 6pr ·s p R· Re s Ret S s Toe Tc Tl V v W w w'

"u.

warmte-overdragend oppervlak stroomdoorsnede

uitwendig opp. per ft. buis afstand dwarsschotten

afstand tussen de buizen soort. warmte koude fluIdum inwendige diameter buizen aequivalente diameter temperatuursverschil~factor wrijvingsfactor massastroomdichtheid zwaartekracbt versnelling sq. ft. sq. ft. sq.ft./ft. inches BTU!lbOF ft • ft. dimensi eloo s sq. ft.! sq. inch lb!hr.sq.ft. ft! sec 2 warmteoverdrachts-coefficienten BTu/hr.sq.ft.oF resp. algemeen, in en om de pijp

waarde van hi betrokken op de buitendiameter van de buis

factor voor warmteoverdracht dimensieloos

warmtegeleidbaarheid BTU!hr.sq.ft.oF/ft

buislengte ft. .

aantal dwarsschotten aantal buizen

aantal "passes" der buizen

hartafstand der buizen inch

totale drukval in de pijpen psi •

drukval tengevolge van weerstand der plJpen

additionele drukval tgv. omkeringen der stroomrichting in pijpen drukval over de mantel

druk psia.

temperatuurgroep Tl - T₂!t2 ~ tl dimensieloos

Reynolds~getallen, resp. in de dimensieloos mantel en in de buizen

Temperatuurgroep t2 - tl/Tl - tI dimensieloos

soortelijk gewicht

gem. temp. warme stroom

calorische temp. warme stroom

resp.

î

2 in~ en

uitlaattempera-turen warme stroom snelheid in de buizen soortelijk volume gewichtshoeveelheid warm id. koud gewicht viscositeit o F o F o F lb lb/ft.hr.

Indices: s heeft betrekking op mantel