Ontzwaveling van afgassen uit een Claus-plant met behulp van het LO-CAT proces

r '

b

I

t

F.V.O. Nr: Technische Universiteit Delft

Vakgroep Chemische Technologie

Verslag behorende bij het fabrieksvoorontwerp

van

P. Boogerd R. Sprokholt

onderwerp:

Ontzwaveling van afgassen uit een Claus-plant met behulp van het LO-CAT proces.

Allegro 62, 2925 BE Krimpen aId Ijssel tel. 01807-18896

opdrachtdatum : 20- 12- 1988

Dubbel~ndestraat 16, 3312 NB Dordrecht tel. 078- 1 39511

( ( ( ( ( ( (

o

o

1. INHOUDSOPGAVE. 2. 3. 3. 1. 3. 2. 4. 5. 6. 7. 8. 8. 1. 8. 2. 8. 3. 8. 4. 8. 5. 8. 6. 8. 7. 8. 8. 8. 9. 8.10. 8.11. 8.12. 9. 10. 11. 12. 12. 1. 12. 2. 13. 14. Samenvatting . . . . Conclusies en aanbevelingen blz. 2 Conclusies . . . 3 Aanbevel ingen .•.•..•..•....••••••••••••••••. 4 Inleiding . . . 5 ui tgangspunten •••••••••••••.•••••••.•••••••• 7

Beschrijving van het proces ••••.••••.••••••• 8

Procescondities .•...•••••••••••••••••••••••• 9

Beschrijving van de apparaten

De compressor . . . 11 De condensor . . . 11 De gas- vloeistofscheider ••••••••••••••••••• 13 De warmtewisselaar •••.•••••••••••••••••••••• 14 De venturimixer . . . 15 De absorptiekolom •••••••••..•••••.•••.•.•••• 18 De recirculatiepomp ••••••.•..••••••••••••••• 20 De bellenkolom ••••••••••••••.••••••••••••••. 20 De transportschroef .••.•••.••••...•••••.•••• 22 De settlingtank .•••.••••••.•••••..•.•••••••• 23 De centrifuge . . . 23 De oven . . . 24 Massa- en warmtebalans ••••••.•••••••••••••.• 25 Apparatenlijsten en specificatiebladen •••••• 33 Economische beschouwing ••••••••••••••••••••• 44 Symbolenlijst Symbol.enlijst . . . 46 Symbolenlijst kostenberekeningen .••••••••••• 47 Li teratuur . . . 48 Bijlagen Bijlage 1: Veiligheid ••..••••••••.•.••••••.• 50 Bijlage 2: Figuren en tabellen •••••••••••••• 54 Bijlage 3: Stofgegevens •••••••••••.••.•••••• 68 Bijlage 4: Kostenberekeningen •••.••••••.•••• 70

D

2. SAMENVATTING.

Dit schrijven behandelt het LO-CAT afgas-ontzwavelingsproces. Het LO-CAT proces is ontworpen om het afgas van bestaande

installaties te zuiveren van H2S, zodat het afgas voldoet aan de moderne emissienormen voor H2S ( 0.05 tot 0.1 ppm in de USA en

0.1 ppm in de DDR).

In het LO-CAT proces wordt het H2S uit het afgas met een vloeibare katalysator geoxideerd tot vast zwavel ( Sx ). De katalysator wordt continu geregenereerd met een luchtstroom. Voordelen van het LO-CAT proces zijn :

- de flexibiliteit ; schommelingen van meer dan een factor 2 in de H2S-concentratie zijn makkelijk op te vangen,

- de eenvoud van het proces en

- de lage emissie; de minimale emissie is niet meetbaar en

de maximale bedraagd slechts 10 ppm. De emissie is vanwege de al eerder genoemde flexibiliteit goed te controleren.

De plant is ontworpen voor een afgasstroom uit een drie-traps Claus plant ter grootte van 206 ton/d, met een samenstelling

van; 1.2 % H2S, 7.4 % C02' 24.2 % H20 en 67.2 % N2.

De totale kosten per ton afgas worden geraamd op 18 hfl/ton, indien de plant gekoppeld wordt aan een bestaande 3-traps Claus plant. In andere toepassingen met minder aantrekkelijke

( ( ( ( ( ( ( (

o

3. CONCLUSIES EN AANBEVELINGEN. 3.1 Conclusies.

uit de literatuur in het algemeen komt naar voren dat het LO-CAT proces een relatief eenvoudig proces is. Verder bleek het LO-CAT proces zeer flexibel de H2S concentratie kan met minstens een

factor twee gevarieerd worden. De variatie in de H2S concentratie kan opgevangen worden door een evenredige vermeerdering van de katalysatorconcentratie en de regeneratieluchtstroom.

De bediening van een plant met een vloeibare katalysator bleek in de praktijk dusdanig af te wijken van conventionele installaties dat extra scholing van de operators aan te raden is. Een goede handleiding bij het proces is nodig.

Een groot voordeel van het LO-CAT proces is het feit dat H2S en 02 niet met elkaar in contact komen waardoor de veiligheid enorm

verbeterd.

Het is van belang bij het ontwerp rekening te houden met

zwavelneerslag. Dode hoeken moeten in het ontwerp vermeden worden en bochten mogen niet te scherp zijn (zie figuur 1).

Na bestudering is gebleken dat het proces ca 18 hfljton afgas zal gaan kosten. Deze kosten moet men wel in het licht zien van de moderne milieu-eisen. De emissienorm in de U.S.A. varieert van

0.05 tot 0.1 ppm in West Duitsland is deze 0.1 ppm. Met een Claus

plant zijn deze normen niet haalbaar. Het LO-CAT proces heeft

volgens de literatuur een H~S emissie van maximaal 10 ppm en

minimaal een concentratie dle niet meetbaar is ( < 0.1 ppm ). Het

maximum dat bereikt kan worden licht boven de norm, hiermee zal men rekening moeten houden.

Het proces draait bij lage temperatuur, dit kan een nadeel zijn bij bewerking van warme afgassen, zoals bijvoorbeeld het geval is bij een Claus plant. Een ander nadeel is het vrij hoge verlies aan katalysator van ca. 6%w.

Het is zeer goed mogelijk dat de problemen met zwavelneerslag, die optraden in de Sable plant [13] grotendeels het gevolg waren van de aanwezigheid van oliedamp in de gasstroom. Dit zou

betekenen, dat de neerslagproblemen, met name in de venturibuis, in ons ontwerp veel kleiner zullen zijn.

Voor een goede doorberekening van de LO-CAT plant zijn een aantal gegevens van het proces nodig, die met experimenten bepaald

zouden kunnen worden. Met name de kinetiek van de stofoverdracht in de absorptietoren en het neerslaggedrag van het geproduceerde zwavelpoeder zijn nog onvoldoende bekend.

( ( ( ( ( ( (

o

3.2 Aanbevelingen.

Voordat men aan verder onderzoek aan LO-CAT proces begint strekt het tot aanbeveling de batch flux curve te bepalen, van het

zwavelpoeder, dat zal ontstaan. Verder zal men voordat men met meer gedetailleerd wil gaan ontwerpen, onderzoek moeten plegen naar de overdrachtscoëfficiënten in de absorptiekolom.

Eventueel onderzoek naar de kinetiek van de reacties van H2S met de katalysator en de katalysator met het zuurstof uit de

regeneratie-luchtstroom zou interessante gegevens op kunnen leveren voor optimalisatie van het proces, dit is echter niet noodzakelijk voor het procesontwerp.

Een dubbele uitvoering van kleppen en eventueel de venturibuis is een mogelijkheid om verlies door bedrijfstops te verminderen. Alle apperatuur moet goed toegankelijk zijn voor

schoonmaakwerkzaamheden. Schoonmaakkleppen en hydralische slangen bleken in het algemeen afdoende als maatregelen tegen

zwavelneerslag.

Gezien het grote verlies aan katalysator in het proces zou het interessant zijn om onderzoek te plegen naar herwinnen van katalysator uit de purge (stroom 14) en uit het zwavel.

Gezien de emissienormen is het noodzakelijk om te bepalen welke emissie het LO-CAT proces werkelijk vertoond.

( ( ( ( ( ( (

o

o

o

4. INLEIDING.

Gezien de steeds strenger wordende milieu-eisen is er gezocht naar een methode waarmee het afgas van een Claus-plant ontzwaveld kan worden. In verband met de huidige 'zure regen' milieuproblematiek

is het zinvol methoden te ontwikkelen, die zuiveringsgraden kunnen bereiken die (ver) onder de norm van de Claus-plant liggen.

Voor de afgaszuivering van onder meer Claus-plants zijn in de loop der jaren een aantal methoden ontwikkeld.

In deze afgaszuiveringsinstallaties zijn twee typen te

onderscheiden. Als eerste, methoden die het H2S van de gasstroom afscheiden. Ten tweede, methoden die het H2S direct omzetten in onschadelijke of zelfs nuttige produkten. Dit gebeurt (meestal) door het gebonden zwavel te oxideren tot elementaire zwavel. Voor de omzetting van het zwavel in de afgasstromen zijn een aantal methoden ontwikkeld. De methoden die uitgaan van katalytische oxidatie zijn als volgt onder te verdelen:

a) processen met een immobiele vaste katalysator, waarbij de katalysator apart wordt geregenereerd [6], [10].

b) processen met een mobiele vaste katalysator, waarbij de katalysator continu wordt geregenereerd [18].

c) processen met een mobiele vloeibare bulkkatalysator, waarbij de katalysator continue wordt geregenereerd [8], [9], [13], [16]. In dit verslag wordt het zogenaamde LO-CAT proces besproken. Dit proces behoort tot type c. Bij dit proces zijn met betrekkelijk eenvoudige apparatuur goede resultaten te verkrijgen.

In het LO-CAT proces wordt het, met H2S verontreinigde, gas in een absorptiekolom in contact gebracht met een in water opgeloste

ijzerkatalysator, waardoor het H2S geoxideerd wordt tot zwavel. De katalysator bestaat uit een chelatometrisch ijzercomplex. Het

ijzer wordt gereduceerd van Fe 2+ tot Fe 3+. Het is noodzakelijk om het ijzer te binden aan het complex omdat anders het ijzer

onoplosbare complexen met water vormt, zoals bijvoorbeeld

Fe(OH) (H20)x2+.

Het gas uit de absorptie kolom in ontdaan van vrijwel al het H2S, De restconcentratie is kleiner dan 10 ppm.

De gereduceerde katalysator wordt in een beluchtingstoren geregenereerd en daarna teruggevoerd naar de kolom.

Het gevormde zwavel bestaat uit deeltjes gedispergeerd in de katalysatoroplossing. Het zwavel wordt gewonnen door de

katalysatoroplossing te laten bezinken. Het bezonken residu wordt gecentrifugeerd waarna het zwavel gesmolten wordt (als zuivering). Het LO-CAT proces levert als 'afvalt-produkt zwavel op. Dit zwavel is aanwezig in een dispersie in water. Het zwavel is verontreinigd met de chelatometrische katalysator. Door centrifugeren van de dispersie en door smelten van het slib verkrijgt men verkoopbare zwavel. De totale zwavel stroom bedraagt circa 814 ton per jaar. Een aantal van de gassen die voorkomen in het afgas van een Claus-plant zijn potentieel gevaarlijke stoffen waarmee rekening

gehouden moet worden. De belangrijkste, die normaal gesproken voorkomen zijn: H2S, COS en s04'

~

I

o

Het LO-CAT directe oxdatie procers is een zeer efficiënt process om H2S direct om te zetten naar zwavel. Het proces kan omzettingen bereiken tot 99.99 procent [9]. Voordelen van het LO-CAT proces zijn [9]:

- extreem hoge katalysator activiteit. - niet-toxische katalysator.

- grote flexibiliteit in toepasbaarheid.

- geen direct contact tussen H2S en 02 en dus minder explosie-gevaar.

Het LO-CAT proces is dusdanig flexibel dat een sterke verhoging van de H2S belasting door het verhogen van de katalysator

concentratie opgevangen kan worden. Het is dan niet noodzakelijk om mechanische aanpassingen aan de plant uit te voeren.

De H2S uitlaat varieert van onmeetbaar laag tot 10 ppm.

t

( ( ( ( ( ( (î

o

o

5. DE UITGANGSPUNTEN VAN HET ONTWERP.

De afgasinstalatie is in beginsel ontworpen om gekoppeld te worden aan een Claus-plant. Een typische samenstelling van een gasstroom die de Claus-plant ingaat is 79% H2S, 12% C02, 8% H20 en 1% C3=. De afgasplant ontworpen als plant na een driestaps Claus-plant. De driestaps Claus-plant heeft een conversie van 97 procent.

Het ontwerp is geënt op een capaciteit van 206 ton/do De uit de Claus-plant afkomstige stroom heeft de volgende samenstelling: 0.5770 kg/s H20, 27.43 gis H2S, 0.1752 kg/s C02 en 1.5997 kg/s N2. De LO-CAT plant is ontworpen om een zwavelconcentratie in het afgas van maximaal 0,1 ppm te leveren. Deze maximale uitstoot is gebaseerd op de norm in West-Duitsland en de V.S. van 0,1 ppm. Het aantal bedrijfsuren bedraagt 8400 uren per jaar. Er wordt continu verse katalysator toegevoegd.

Behalve het afgas van de Claus-plant heeft het La-CAT proces ook zuurstof nodig. Deze zuurstof hoeft niet zuiver te zijn. Er kan dan ook worden volstaan met lucht als zuurstofbron.

-Voor de genoemde gassen zijn de gegevens te vinden in bijlage 1. H2S is verreweg de gevaarlijkste stof, die in het proces

voorkomt. De explosiegrenzen van H2S in lucht zijn 4 en 46

procent. Bij concentratie boven de 0.3 ppm is H2S door zijn sterke geur al duidelijk waarneembaar. De MAC waarde bedraagt 10 ppm. Een concentratie van 400 ppm is binnen 30 minuten fataal. Hogere

concentraties zijn al sneller dodelijk. Vanwege dit gevaar zal men voor een goede beveiliging moeten zorgen. Ook is het noodzakelijk om voor voldoende ventilatie te zorgen. Het explosiegevaar is groot. Men zal bij de opbouw van de plant gesloten apparatuur moeten gebruiken in kombinatie met explosieveilige elektrische apparatuur en verlichting. Ook vanwege het explosiegevaar is goede ventilatie imminent. Ontsteking zal men moeten voorkomen door

statische elektrisiteit geen kans te geven. Dit kan men bereiken door goede aarding. H2S is een slecht geleider, vandaar het

ontstekingsgevaar van statische elektriciteit.

Verder tast H2S vele metalen sterk aan. Hierom zal men corrosie-bestendige materialen moeten gebruiken.

In de katalysator oplossing ontstaan tijdens het proces zwaveldeeItjes met een diameter van 5 tot 20 micrometer. Op plaatsen waar laminaire stroming optreedt in de installatie bestaat het risico van zwavelneerslag.

Zwavelneerslag die optreedt bij gas-vloeistof fasegrensvlakken blijkt zeer hard te zijn. Ze ontstaat door opdrogen van

vloeistofdruppel met zwaveldeeItjes. Dit verschijnsel treedt vooral op bovenop sproeikoppen, maar ook op de bovenkant van de regeneratie kolom. deze aanslag kan men alleen met de hand

verwijderen. Bij dit verwijderen moet de persoonlijke veiligheid goed in acht worden genomen.

Eventueel bacteriologische aangroei kan men voorkomen door gebruikt te maken van biostatica.

Er is gekozen om in de absorptiesectie gebruikt te maken van een ventruimixer in combinatie met een gepakte kolom omdat dit volgens Hardison [9, zie figuur 3, bijlage 2] de beste oplossing is gezien het gasdebiet en de H2S-concentratie.

'"J ,::)

o

AFGAS CLAUS PLANT PURGE C1 COMPRESSOR H2 WARMTEWISSELAAR 8 ':J GEZUIVERD AFGAS T6 ABSORPTIEKOLOM H7 WARMTEWISSELAAR ' î ~ VERSE KAT.

j

PURGE M11 LUCHTFILTER C12 BLOWER ~ LUCHTSPUI L L+S . M10

~

r ' I t--'I ,-, L+S L

PROCESSCHEMA voor VERWIJDERING van

WA TERSTOFSULFIDE uit AFGAS

P.Boogerd Fobr. Voorontwerp No. 2788

( ( ( ( ( ( (

o

o

o

6. BESCHRIJVING VAN HET PROCES.

Het proces zal worden toegelicht aan de hand van het processchema op de vorige bladzijde.

De gasstroom (1) vanaf de Clausplant heeft wordt eerst op druk gebracht om de drukval over de apparaten te kunnen overwinnen. Dit resulteert in een stijging van de temperatuur tot 246°C. De

gasstroom (2) wordt gekoeld waarbij water condenseert. Deze condensaatstroom (3) wordt van de gassen gescheiden in een gas-vloeistofscheider V3. De gasstroom (4) wordt, nu afgekoeld tot 50·C in koeler H4.

In deze venturimixer (M5) wordt de gasstroom (5) gemengd met een katalysatorstroom (6). Door het goede contact tussen de gas en de vloeistofstroom wordt hier en in de buis al het grootste gedeelte van het H2S omgezet. Het restant van het H2S wordt in de gepakte kolom van de absorptietoren T6 omgezet door een deel van de

katalysatorstroom (9) in tegenstroom met de afgassen door de kolom te laten stromen. De afgassen (8) zijn nu ontdaan van praktisch al het H2S (minder dan 10 ppm resteert) en kunnen gespuid worden. De vloeistofstroom met zwavel uit de kolom (10) wordt naar de regeneratiekolom (T2) geleid. In kolom T9 wordt de katalysator geregenereerd door er lucht door te leiden. De lucht wordt

aangevoerd door een blower (C12). Om geluidsoverlast te voorkomen wordt de lucht voor de blower aangezogen door een filter/demper MIl, die ook eventuele verontreinigingen uit de lucht filtert. De gebruikte lucht wordt gespuid (16).

Het in de regeneratiekolom ontstane zwavel slaat neer op de bodem van de kolom en wordt daarvandaan afgevoerd met een

transportschroef (MlO) naar de settlingtank (V13).

De neerslag uit tank (21) wordt gecentrifugeerd in de centrifuge (M14). De afgecentrifugeerde vloeistof (22) wordt, evenals de schone vloeistof uit de settlingtank (23), gemengd met de

katalysatorvloeistof uit de bellenkolom (15) en teruggeleid voor de recirculatie via pomp P8. Voor deze pomp wordt verse

katalysator (13) toegevoegd om de katalysatorconcentratie op peil te houden. Tevens wordt hier een deel van de vloeistofstroom

geloosd om opbouw van inert te voorkomen. Het gecentrifugeerde zwavel uit de centrifuge wordt gesmolten in oven M15.

De procesregeling van dit proces is standaard. In de flowsheet zijn de belangrijkste schakelingen aangegeven.

( ( ( ( ( ( (

o

o

7. DE PROCESCONDITIES.

De thermodynamische gegevens staan samen met de andere stofgegevens in bijlage 3 .

. In het LO-CAT proces zijn twee reactie-evenwichten van belang.

Ten eerste het evenwicht tussen het zwavel en de katalysator.

deelreacties : (1) 5

+

2e- <--> 5 2

-(2) Fe 3+ + e- <--> Fe 2+ EOS

= -0.476 V

EOFe = 0.771 V

Overall 2Fe 3+ + S2- <--> 2Fe2+ + 5

Volgens de wet van Nernst vinden we voor de evenwichtsconstante,

. Kl ;

waarin v het aantal betrokken elektronen is. We vinden

Kl

=

1.5.10 42 •

Ten tweede het evenwicht tussen de katalysator en de regenererende zuurstof. (1) deelreacties : (1) Fe 3+ + e- <--> Fe 2+ , (2) 02 + 2 H20 + 4e- <--> 4 OH- , EOFe

=

E002 = 0.771 V 0.401 V Overall

Volgens de wet van Nernst vinden we voor de evenwichtsconstante, K2 ;

waarin v het aantal betrokken elektronen is. We vinden

K2

=

9.5.10- 26 m01 2j12.

(2)

De Henry-constante van O? in water: H = p*jp = 6.10 4

De oplosbaarheid van 02 ln water bedraagt 2.46 cm3j100cc Voor luchtbellen in water gelden bij benadering de volgende waarden voor [21]:

- de diameter van een luchtbel: db

=

3.10- 3 m.

- het oppervlak van een luchtbel: Ab = ~ d~2 = 2.83.10- 5 m2 .

- het volume van een luchtbel: Vb

=

~j6 d

_ç

=

1.41.10-8 m3 .

- de overdrachtscoëfficiënt van zuurstof ln water: kx

=

3.10-4

mjs.

- de evenwichtsconcentratie van zuurstof in water: x*

=

2.22

( ( ( ( ( ( (

c

o

De oplosbaarheden van de betrokken stoffen bij 50·C

.

.

(1) C02 + H20 <--> HC03- + H+ _Kl

₌

5.07.10-7

(2) HC03- <--> C032- + H+ _K2

₌

6.56.10- 11 molll (3) H2 S <--> HS- + H+ _K3

₌

1.90.10-7 molll (4) HS 2 - <--> s2- + H+ _K4

=

5.24.10- 17 molll

De waarden voor de verschillende oplosbaarheden bij verschillende temperaturen kunnen worden berekent met behulp van :

(3)

De waarden voor de A-constante voor de verschillende stoffen zlJn te zien in tabel 1. Deze waarden gelden voor het

temperatuur-gebied van 0 tot 200·C.

De gegevens over de kinetiek van de reacties in het LO-CAT proces is nog vrij onbekend.

De diffusie-coëfficiënt van H2S in water bedraagt bij 16·C ; 1.77.10-5 cm2/s.

De katalysator bestaat uit een verdunning van de commercieel verkrijgbare ARI-310 oplossing. Deze oplossing bevat 18000 ppm ijzer en wordt normaal gesproken 1 op 40 verdund om een

werkoplossing van 500 ppm te geven [9]. De katalysator bestaat voornamelijk uit ethyleendiamine tetra azijnzuur (EDTA) dat door middel van complexering voorkomt dat het ijzer neeslaat als een onoplosbaar zout. Behalve de al genoemde voordelen heeft de

katalysator als nadeel dat deze niet stabiel is. Om de stabiliteit te verhogen worden polyhydroxylated suikers toegevoegd.

Om optimale katalysatorwerking te behouden moet men de pH tussen de 8.0 en de 8.5 houden. Deze pH kan men bereiken door KOH toe te voegen aan de katalysatoroplossing, zodat de bufferwerking van KC03- optreedt volgens price [13].

H+ + KC03- <---> KHC03

Hierbij kiest men voor een KOH in plaats van NaOH, omdat het zwavelprodukt meestal in kunstmest toegepast wordt. De

aanwezigheid van natrium is hierin niet gewenst.

Het temperatuurbereik van de katalysator is vrij groot. De

katalysator werkt optimaal tussen de 5 en 50·C. Het mengsel van zwavelverbindingen is bij deze temperatuur en pH corrosief en men zal bij de materiaalkeuze hiermee rekening moeten houden.

De druk in het proces is zo dicht mogelijk bij atmosferische druk gekozen. Ten eerste hoeft men dan de druk van het afgas maar

weinig hoeft op te voeren. De begindruk bestaat uit de

atmosferische druk plus de druk die nodig is om de drukval over het proces te overwinnen. Ten tweede verlaagd men de veiligheids-risico's in de plant. Het werken van een gevaarlijk gas zoals H2S onder druk voorkomt men hierdoor.

De temperatuur in het proces is zo hoog mogelijk gekozen om het afgas zo weinig mogelijk hoeven te koelen. Aangezien de

katalysator geddeltelijk uit organische materialen bestaat is het noodzakelijk de temperatuur van het proces relatief laag te

houden. De maximale temperatuur waarbij de katalysator nog optimaal werkt is 50·C. Het proces is hierop afgestemd.

( ( ( ( ( ( 'C

o

o

o

8. BESCHRIJVING VAN DE APPARATUUR. 8.1. De compressor.

Bij de berekeningen van de compressor nemen we aan dat de

procesgassen zich bij deze condities ideaal gedragen. We berekenen dan eerst het isentropische vermogen van de compressor en daarna wordt het werkelijke vermogen verkregen door het isentropisch vermogen door het rendement te delen. We nemen aan dat voor de compressor een rendement van 75% geldt. Het isentropisch vermogen is met de volgende formule te berekenen:

(1)

De temperatuurstijging is te berekenen door het werkelijk benodigde vermogen te delen door de soortelijke warmte en de massastroom.

à T

=

P(reëel) / (CP.<Pm,l) (2)

8.2. De condensor.

De afmetingen van de condensor worden berekend aan de hand van een berekeningsschema zoals dat gegeven is in het dictaat voor

apparaten voor de procesindustrie [1]. Er is gekozen voor een horizontale warmtewisselaar met condensatie aan de mantelzijde. Een horizontale bundel heeft, onder andere ten gevolge van de dunnere condensaatfilm, een betere warmteoverdracht dan een

verticale bundel. De snelheid van de damp heeft minder invloed op de warmteoverdracht bij condensatie dan de vloeistofsnelheid. Het is dus van belang om de stroomsnelheid van de koelvloeistof zo goed mogelijk te optimaliseren. De stroming door de buizen is beter te optimaliseren door verhoging van het aantal passages. Daarom laat men het koelmiddel bij voorkeur door de buizen stromen.

Het berekeningsschema bestaat uit een twaalftal stappen. 1. Eerst worden de massastroom, condensatietemperatuur en de

condenstatiewarmte van de damp bepaald. Op grond van deze gegevens wordt een koelmedium gekozen. Vervolgens bepaald men de inlaat- en uitlaattemperaturen van het koelmedium zodanig dat de

warmtewisselaar een redelijk oppervlak bezit.

Dan wordt het logaritmisch temperatuursverschil berekend met:

(3)

Dit temperatuurverschil moet nog gecorrigeerd worden met een correctiefactor F. Deze staat in figuren 8a tot en met d.

2. Vervolgens verzamelen we de stofgegevens van het koelmedium bij de gemiddelde temperatuur. We berekenen de hoeveelheid over te dragen warmte en de massastroom koelwater.

Q

=

<Pm,v ( Hvap + CPgem·~T)

<Pm,k

=

Q / (CPk·~Tln)

(4) (5)

( ( ( ( ( ( ( ( ,

n

o

()

3. uit de tabel 2 (zie bijlage 2) kiezen we een globale

warmteoverdrachtscoëfficiënt ku en berekenen het oppervlak met:

(6)

4. We kiezen een warmtewisselaar aan de hand van de tabel 3,

bijlage 2. We berekenen de totale lengte van de bundel buizen en kiezen de verhouding van de lengte en de romp diameter zodanig dat deze een waarde tussen de 5 en de 10 oplevert.

5. De snelheid van het koelwater vindt men nu met behulp van:

(7)

Nu kunnen we het Reynoldsgetal van de stroom en daarmee de drukval over de buizen uitrekenen. Deze drukval mag niet te groot worden, aangezien dit zowel extra pompkosten met zich meebrengt, als extra kosten ten gevolge van een grotere benodigde wanddikte. Maximaal mag de drukval ongeveer 0,5.10 5 N/m 2 bedragen.

Re = ck.di / vk

àPi

=

n «f.l/di) + 4)·~·Pk·Ck2

(8) (9)

De wrijvingscoëfficiënt kan met behulp van het Reynoldsgetal gevonden worden in figuur 4 in bijlage 2.

6. We bepalen het Prantal-getal met:

Pr

=

n.ep /

À.

(10)

uit het figuur 5 in bijlage 2 bepalen we het Nusselt-getal. De warmteoverdrachtscoëfficiënt ai is:

(11)

7. uit tabel 4 in bijlage 2 kiezen we de vuilweerstanden Ri en Ru. 8. We schatten een waarde voor de uitwendige

warmteoverdrachtscoëfficiënt au.

[_1 _

d u d u .ln (dul di)

au

=

+

+

Ru

ku diai 2.À

De schone wandtemperatuur wordt berekend met: Twa

=

Ti

+

au

I

(ai·di/du

+

au)

+ Ri ]

-1

(12)

(13)

Nu kunnen we de stofgegevens van het condensaat bij deze gevonden temperatuur bepalen.

( ( ( ( ( ( (

o

o

9. Nu kunnen we de warmteoverdracht au berekenen: a u (l)

=

0.725

(À

3 .Pc2 . Hvap.g

I

(~Tdu) )0.25 au = au ( 1) ( z ) -1/12

(14) (15) 10. Nu kan de schone wandtemperatuur opnieuw berekend worden· Mocht deze temperatuur verschillen van de eerder gevonden temperatuur dan moet opnieuw begonnnen worden bij punt 6. 11. De totale warmteoverdrachtcoëfficiënt bedraagt:

+ du·ln (du/di) 2.

~

+ __

1 __

+

Ru

+

Ri ] -1 au (16)

12. Met deze ku kan het oppervlak opnieuw berekend worden. Dit oppervlak vergroten we met 10 tot 20 procent voor de plaatsing van inlaat en uitlaattubulures aan mantelzijde en de in en

uitstroomeffecten.

Mocht het gevonden oppervlak teveel verschillen van het in punt 4 gekozen oppervlak, dan wordt de lengte aangepast en wordt opnieuw gestart bij punt 5.

Mocht de liDi verhouding te groot of te klein worden, dan kiest men een andere bundeldiameter enlof configuratie en start opnieuw bij punt 4. De in punt 10 berekende ku kan als uitgangspunt worden gebruikt.

8.3. De gas- vloeistofscheider.

Het vloeistofvolume wat afgescheiden moet worden is niet zo groot, vandaar dat we kunnen volstaan met een verticaal vat. De

berekeningsmethode van Evans [4] verloopt puntsgewijs als volgt: 1. We berekenen de gas- vloeistofscheidingsfactor aan de hand van figuur 6 uit bijlage 2 en vergelijking (17).

1

X

=

LIG

(p

_{v /fl)'2} (17) 2. We berekenen nu de maximale dampsnelheid met formule 18

(18) 3. Met behulp van het gasdebiet is nu het minimaal benodigde

oppervlak en dus ook de minimale diameter van de kolom te bepalen. Evans rond de gevonden diameter op de halve voet naar boven af. 4. De hoogte van de kolom boven de inlet nozzle (HO) en de afstand tussen de inlet nozzle en het vloeistofoppervlak (H~ 1) zijn

afhankelijk van de instroomsnelheid. Deze snelheid

lS

evenredig met de gemiddelde dichtheid van het gas- vloeistofmengsel.

Aangezien deze laag is in ons ontwerp kiezen we voor deze twee afstanden de door Evans aangeraden minimale afstanden

( ( ( ( ( ( (

o

o

5. Om de vloeivolume te berekenen moeten we een schatting hebben van de vultijd, t. Voor een tank zonder alarm, maar goed onder controle gehouden, door goed getraind personeel kunnen we als vultijd 8 minuten aanhouden. De vloeistof hoogte volgt uit:

Hl

_,

2

=

~v (vloeistof).t.4/(~.D2) (19) 6. De (Hl 1+ Hl 2+Hv)/D verhouding moet nu tussen de 3 en de 5

liggen. Ais de verhouding groter dan 5 is moet een horizontale drum gekozen worden. Als de verhouding te klein is wordt de vultijd aangepast zodat we wel aan de minimumverhouding van 3

voldoen.

8.4. De warmtewisselaar.

De berekening van een warmtewisselaar loopt voor een deel analoog aan de voorafgaande berekening voor een condensor. Ook hier moeten eerst de gegevens voor de stromen verzameld worden en een geschikt koelmiddel gevonden worden. We vervolgen puntsgewijs.

1. We berekenen de over te dragen warmte en het logaritsmisch temperatuursverschil. We bepalen P en R en komen met behulp van figuren 4a t/m d in bijlage 2 tot een correctiefactor F voor de gekozen warmtewisselaar. Deze moet groter dan 0.75 zijn. Anders moet een ander warmtewisselaar gekozen worden.

Het werkelijke temperatuursverschil is nu:

(20 )

Aan de hand van tabel 2 bijlage 2 kiezen we een overal warmteoverdrachtscoëfficiënt ku en berekenen we A~ met:

( 21)

2. De volgende stappen zlJn identiek aan punten 4 en 5 van de

berekening van de condensor. Hier kiezen we een warmtewisselaar en optimaliseren de drukval over de buizen.

3. De drukval om de buizen wordt als volgt geoptimaliseerd. We berekenen De, Gs en Re. En kiezen in eerste instantie Di/B

=

1.

De = 4 [ (0.86/2) .s2 - (~/8) _.du2 ) ]

I

(~.~.du) G_s

=

~m,g

I [

(Di/s).C.B Re = Gs·De

I

'l

(22) (23) (24)

Als de Reynoldswaarde te laag ligt passen we de Di/B verhouding aan. Deze mag maximaal 5 bedragen. In figuur 7 in bijlage 2 staat de keerschotopening.

Het aantal keerschotten vinden we door de reciproke waarde van B te nemen. Dit getal ronden we af tot een geheel getal. Nu kunnen we de werkelijk toepasbare keerschotafstand berekenen. Wel moeten we deze afstand met circa 2mm verkleinen. Dit in verband met de keerschotdikte. Als we tenslotte een reële waarde voor het

Reynoldsgetal hebben gevonden kunnen we met figuur 9, bijlage 2 de weerstandscoëfficiënt bepalen en de daaruitvolgende drukval. Deze mag echter niet hoger worden dan de toelaatbare drukval.

( ( ( ( ( ( (

o

(25 ) 2

.p.

De

4. De berekening van de ai is analoog aan deze berekening voor de condensor, zie punt 6.

5. We vinden met figuur 10, in bijlage 2, uitgaande van het bij punt 3 gevonden Reynoldsgetal de jH en daaruit het Nusselt-getal.

Nu

=

jH (pr)1/3 au

=

Nu À jOe

(26) (27) 6. We kontroleren nu weer de wandtemperatuurverschillen en

corrigeren zonodig. De vuilweerstanden vinden we wederom in tabel

4 in bijlage 2.

7. De overal warmteoverdrachtcoëfficiënt is met vergelijking (16) te berekenen.

8. Nu kan het oppervlak weer berekend worden met vergelijking (6). En dan dient het verkregen antwoord weer teruggekoppeld te worden aan de eerdere schatting. Eventueel moeten delen van de

berekeningen aangepast worden als de uitkomst niet met eerdere aannamen overeenkomt.

8.5. De venturimixer.

In de venturimixer worden de gassen van stroom (5) gemengd met de katalysatoroplossing van stroom (6). De menging wordt bereikt door het mengsel van gas en katalysatoroplossing turbulent te laten stromen. De gewenste turbulentie wordt verkregen door het versmallen van de buisdiameter. Over de lengte van deze

versmalling zijn de gas en vloeistofstromen intensief met elkaar in contact.

Een maat voor de turbulentie van een stroom is het Reynoldsgetal. Wanneer men echter twee stromen heeft met sterk verschillende dichtheden, zoals het geval is met de gas- en katalysatorstroom is de mate van turbulentie vrij moeilijk te bepalen. Om zeker te zijn van turbulentie kan men als ondergrens een Reynoldsgetal kiezen van Re

=

10000.

Omdat de stroom sterk turbulent is stellen we als benadering dat de dichtheid peen volumegemiddelde waarde heeft over beide

fasen:

P

=

<PL ~v,L

+

pg ~v,g) / (~v,L

+

~v,g) (28a)

Inplaats van de volumestromen zou men in vergelijking 28a ook de massastromen kunnen gebruiken:

p

=

<~m,L + ~m,g) j (~m,LlfL + ~m,gjpg) (28b) De dichtheid van het gas wordt bepaald door het gewogen

gemiddelde van de dichtheden van de afzonderlijke gascomponenten te nemen.

( ( ( ( ( ( (

c

o

o

o

fg

=

L (pi ~m,i) / L (~m,i) (29)

Voor de stromen, die de venturibuis binnenstromen vinden we met behulp van vergelijking (29) : Pg = 27.94 kg/m 3

Govier & Aziz [7] geven een vergelijking voor de viscositeit van een meerfasenstroom J.L1 J.Lmix

=

1

+

(Y2/Y1) ~12

+

(Y3/Y1)~13 J.L2 1

+

(Y1/Y2)~21

+

(Y2/Y3)~23 (30a) [ 1

+

(J.Loi/J.Loj) !., 2 (mj/mi)0.25 ]2 ~ij

=

2J2 [1

+

(mi/mj) ] 1 ~ (30b)

Hierin is J.Li de viscositeit voor een fase en J.Loi de viscociteit voor de zuivere stof i, Yi is de molfractie voor stof i en mi de molmassa van stof i.

Voor de viscositeit en molmassa van het gas kiezen we de viscositeit en molmassa van stikstof bij 50 ·C, omdat de

fase fase voor het grootste deel (92%) uit stikstof bestaat. Dit levert met de_iarameters van de stromen voor de venturibuis op: J.Lmix

=

4.1 10 kg/(m.s).

In stationaire toestand geldt voor de venturimixer dat zowel de gas- en vloeistofstromen hetzelfde debiet moeten hebben als voor de venturimixer: ~~ 0

=

~~ en ~~ 0

=

~~.

De totale volumestróom in het voórste gedeelte van de venturibuis bedraagd ; ~v tot

=

1.197 m3/s .

Verder geldt in stationaire toestand dat de gemiddelde stroomsnelheden (in de axiale richting) voor de gassen en vloeistof gelijk moeten zijn: <vx>g = <vx>L.

We kiezen een stroomsnelheid in het voorste gedeelte van de venturibuis van <v> = 8 mis, om op redelijke dimensies voor de venturibuis te komen. Deze waarde de voor de stroomsnelheid ligt

in het gebied waarin in het algemeen stroomsnelheden in plants liggen ; namelijk ca. 3

mis

voor vloeistoffen en 10 mis voor gassen [17].

Uitschrijven van ~~

_,

0 = ~~ levert:

~L _v,o = ~/4 D2 <v> ( 31)

Voor de diameter van het voorste, brede gedeelte van de venturibuis vinden we dan Do = 0.44 m.

Voor het Reynoldsgetal geldt de vergelijking:

Re

=

?

<v> D / ~ (32)

Invullen van de tot nu toe gevonden gegevens levert Re

=

2.4-10 5 Deze waarde voor het Reynoldsgetal ligt ver boven de gestelde grenswaarde van Re

=

10000, dus kunnen we aannemen dat de stroom volledig turbflent is.

l ( ( ( ( ( (

n

o

We kiezen voor de doorsnedeverkleining, m, voor de venturibuis een waarde van m

=

0.5, verder pilotplant onderzoek zal uit

moeten wijzen welke waarde voor m optimaal is. Belangrijk hierbij is dat men in de gaten houdt dat de venturibuis goed gereinigd moet kunnen worden. Een te smalle venturibuis is moeilijk te reinigen. Men zal er rekening mee moeten houden dat ook in de venturibuis zwavel zal neerslaan.

De drukval over de venturibuis, door de versmalling, Pv,~ kunnen we berekenen aan de hand van het weerstandsgetal voor de lngang van de buis en het weerstandsgetal voor de uitgang van de buis. Voor het weerstandsgetal, KW l ' voor de ingang van de buis geldt

[14]: '

KW 1

_,

=

0.45 (l-m) (33)

Hierin stelt m de verhouding van het kleinste tot het grootste oppervlak van de doorsnede voor. Voor het weerstandsgetal Kw,2 voor de uitgang van de buis geldt:

KW 2

_,

=

(l/m -1)2 (34)

Voor de wrijvingsenergie Awr geldt in het algemeen:

AWr i

,

=

Kw i

,

~<v>f (35) <v> is hier de benedenstroomse snelheid.

Voor de drukval over de venturibuis APv geldt dan:

6 Pv, 1

=

P (Awr, 1 + Awr, 2 ) (36) Invullen van vergelijkingen 33,34 en 35 in vergelijking 36 levert:

APV 1

_,

=

P ( 0.45(1 - m) ~<v>f + (l/m - 1)2 ~<v>~) (37) Wanneer we bij benadering stellen dat de totale stroom in de venturibuis evenredig versneld met de afname van de

buisdoorsnede, met andere woorden, wanneer we aannemen dat de dichtheidstoename door drukverhoging in de venturibuis

verwaarloosbaar is, dan vinden we:

(38)

Invullen van vergelijking 38 in 37 levert:

APv,l

=

~p<v>f ( 0.45(1 - m) + (l/m - 1)2 (1/m)2) (39)

Invullen van de tot nog toe bekende gegevens levert : APv 1

=

425 Pa.

In áe venturibuis ontstaat er niet alleen een drukval door de versmalling van de buis, maar ook door wrijving langs de wanden. Als we uitgaan van pijpen met een gladde wand dan blijkt dat voor Reynoldsgetallen groter dan 10 5 geldt dat de wrijvingsfactor 4f ongeveer 0.02 is. We kunnen met behulp van de volgende formule

( ( ( ( ( ( ( (

o

o

(40 )

hierin is L de lengte van de venturibuis. De snelheid, <v_x 1> in het smalle gedeelte van de venturibuis volgt uit (38). '

De viscositeit van de stroom in de venturibuis is dezelfde als de viscositeit van de stroom voor de ventruribuis.

Wanneer we een venturibuis kiezen met een doorsnede van half de doorsnede voor de venturibuis vinden we een Reynoldsgetal ter waarde van ongeveer 1.41 maal het oorspronkelijke Reynoldsgetal: Re

=

3.4-10 5 • Aan de hand van dit vinden we in figuur 12, bijlage 2: 4f

=

0.02.

Met behulp van vergelijking 40 vinden we een drukval voor de wrijving langs de wanden van de venturibuis van ;

àPv 2/L

=

232 Palm.

Om de stroom door turbulentie te laten mengen is het nodig dat de turbulentie standhoudt over een lengte, die een aantal malen de diameter bedraagd. We kiezen een lengte van ca. 3 maal de

diameter van de venturibuis, deze waarde is arbitriar gekozen en moet aan de hand van pilotplant-metingen onderzocht worden.

Deze keuze levert een buislengte van L

=

0.90 m hetgeen

overeenkomt met een drukval door wrijving langs de wanden van APv 2

=

209 Pa.

De totale drukval Pv over de venturibuis bestaat uit de som van de drukval door versmalling en de drukval door wrijving:

àPv

=

634 Pa.

De verblijf tijd, 1 in de venturibuis bedraagd :

T

=

L / <v2>

=

0.056 s (41)

Alhoewel de verblijf tijd nogal nogal kort is, functioneert de venturibuis als voornamelijk als menger, in de buizen na de venturibuis verloopt de reactie verder.

8.6. De absorptiekolom.

Een gepakte kolom wordt gekarakteriseerd door het type pakking, de afmetingen van de pakking en de kolomdiameter en -hoogte. Van

belang is tevens de drukval over de kolom.

We kiezen als pakking plastik Pall ringen. Deze zijn in een aantal diameters verkrijgbaar. De verhoudingen tussen de pakkingdiameter en de torenafmetingen zijn niet willekeurig te kiezen. Algemeen geldt dat de verhouding tussen de torendiameter en de

pakkingdiameter 2,5 à 25 is en de verhouding tussen de torenhoogte en de pakkingdiameter 10 à 100 is.

In tabel 5 (bijlage 2) staan voor verschillende Pall pakkingen de pakking factoren en de grootte orde voor de torendiameter en

torenhoogte.

Bij constant gehouden vloeistofstroom stijgt de druk met

toenemende gas stroom door de kolom. Boven een bepaalde snelheid is er een gebied waarin er een balngrijke holdup van vloeistof in de pakking voorkomt. Dit wordt het 'ladings' gebied genoemd. In een log-log plot van de drukval tegen de gasstroom zien we dat het

'laad punt' het punt aangeeft waar de helling van de kurve groter dan 2.0 wordt. De drukval stijgt dan sneller dan voorheen tot aan het 'flooding' punt. Op dit punt is alle lege ruimte in de pakking gevuld met vloeistof en de vloeistof stroomt niet meer door de kolom. De drukval is dan onacceptabel hoog en de kolom kan niet goed werken onder deze condities. Normaal gesproken werken

( .( ( ( ( ( ( (

o

kolommen op 50 tot 80 procent van de flooding condities [12]. Bij de berekening van de kolom maken we gebruik van figuur 11, bijlage 2. Dit figuur correleert de drukval aan de

floodingcondities.

We rekenen eerst de x met behulp van:

x

=

L/V

J(pv/fl)

(42)

L is de vloeistofstroom (kg/(s.m2

)1

V is de gasstroom (kg/(s.m2 ),

PI

is de vloeistoffdichtheid (kgjm ) en pv is de gasdichtheid.

Vervolgens wordt met behulp van figuur 11, bijlage 2 de y bepaald voor flooding condities. De y stelt voor:

V2 F (~1)0.2 ~

y

=

(43)

gc

fv

PI

In deze formule stelt ~l de viscositeit van de vloeistof in cP

voor, ~ is de verhouding tussen de dichtheid van water en die van

de vloeistof en gc is de gravitatie constante zijnde 32.2. De enige onbekende is de gasstroom per vierkante meter.

Vermenigvuldigen van deze waarde met 0.7 geeft de gasstroom bij 70 procent van de flooding condities. De oppervlakte en de diameter van de kolom zijn nu eenvoudig uit de gegeven gasstroom te

berekenen. Nu moet gecontroleerd worden of de gevonden

kolomdiameter acceptabel is ten opzicht van de gekozen pakking en eventueel moet een nieuwe pakking gekozen worden.

Met de uiteindelijk gevonden kolomdiameter en de vergelijkingen 42 en 43 kunnen we met behulp van figuur 11, bijlage 2, de drukval over de kolom bepalen.

Het gas heeft na de venturimixer de volgende samenstelling:

0.008229 kg/s H2S, 0.1751 kg/s C02 en 1.5997 kg/s N2 , totaal 1.80 kg/se Om deze hoeveelheid H2S om te zetten is uitgaande van een katalysator concentratie van 1000 ppm en een veiligheidsfactor van 1.5 een vloeistofstroom van 13.0 kg/s nodig.

De dichtheid van het gasmengsel is ongeveer 1.65 kg/m 3 en de dichtheid van het water is ongeveer 988 kg/s, beide bij 50·C.

Vergelijking 1 levert dan op x

=

0,295 en uit figuur 11 (bijlage

2) volgt dat y gelijk is aan 0,065. We kiezen een pakkingdiameter van 3.5 inch, de pakking factor is dan 16 ft-I. De viscositeit van water is 0.55 cP. Hieruit volgt dat de gasstroom 4,72 kg/(s.m 2 ) bedraagt.

Op 70 procent van de floodingcondities betekent dat een gassstroom van 3,31 en een torenoppervlak van 0,54 m2 .

De torendiameter is 0.83 meter en dit valt binnen het

toepassingsgebied van de pakking. We berekenen nu met de juiste gasstroom de y waarde en lezen in figuur 11 de drukval af voor y

is 0.0293 en

x

is 0.295. De drukval bedraagt 4.1 milibar per meter

pakking.

Om de hoogte van de kolom te kunnnen bepalen zijn experimentele gegevens nodig. De overdrachtcoefficiënten van dit systeem zijn in de literatuur niet bekend. Tevens bleek er geen goede empirische correlatie beschikbaar voor de gebruikte Pall ringen. Om deze redenen wordt de berekening van de kolomhoogte opgelaten.

Zwavelneerslag in de oxidatiekolom kan verwijdert worden door een dusdanige vloeistofstroom door het bed te voeren dat het bed in

)

)

beweging komt. Dit blijkt afdoende om het neergeslagen zwavel te vewijderen. Het losgeslagen zwavel valt naar de bodem van de kolom en kan daarvandaan verwijderd worden. door deze behandeling

ongeveer eens in de maand uit te voeren is totale reininging van de kolom slechts tweemaal per jaar nodig [13].

8.7. De recirculatiepomp.

De recirculatiepomp, P8 dient ervoor de geregenereerde

katalysatoroplossing op voldoende hoge druk te brengen om het hoogteverschil tussen de pomp en de bovenkant van de

absorptiekolom, T6, te overwinnen en om de katalysatoroplossing op de juiste druk te brengen voor het mengen in de venturibuis, M5. Verder zorgt de warmtewisselaar H7 voor nog extra drukval, hetgeen ook gecompenseerd zal moeten worden.

stroom 6 moet op een druk van 1.3 bar gebracht worden en de drukval over de warmtewisselaar H7 bedraagt 0.1 bar, zodat de pomp een persdruk van 1.4 bar zal moeten leveren. De

inbrenghoogte in kolom (T6) stellen we op h = 5 m boven het pompniveau.

De totaal benodigde energie voor het op druk brengen van de katalysatorstroom en het oppompen van de katalysatorstroom kan men aan de hand van de Bernoulli-vergelijking [14] bepalen. Men vindt dan de volgende vergelijking

(44)

waarin ~A het te leveren vermogen voorstelt, ~v de volumestroom,

p

de dichtheid, g de gravitationele versnellingsconstante, h het hoogteverschil en (P2-P1) het drukverschil over de pomp.

Invullen van de gegevens levert ~A = 4.0 kW. Met een

vermogensrendament van 75% voor de pomp vindt men een asvermogen van ~A as= 5.3 kW.

_,

8.8. De bellenkolom.

In de bellenkolom wordt de gerea~eerde katalysator geregenereerd. Het chelatometrisch gebonden Fe2 wordt door een reactie met 02 omgezet tot chelatometrisch gebonden Fe 3+ schematisch gezien:

4 Fe 2+ + 02 + 2 H20 <---> 4 Fe 3+ + 4

OH-Voor de berekeningen nemen we aan dat de diffussiecoëfficiënt van zuurstof in lucht zeer groot is. Verder nemen we voor de

zuurstofconcentratie in het water aan, dat we ze op nul mogen stellen in de bulk voor de berekeningen aan de

zuurstof-overdracht. Deze laatste stelling is eenvoudig te onderbouwen; indien de zuurstofconcentratie in het water niet nul is, is er geen zuurstofoverdracht nodig. De enige fout die op zou kunnen treden in de berekeningen door deze stelling is een overschot aan zuurstof in de uitgaande stromen, hetgeen geen probleem is.

Bij wijze van benadering stellen we dat het volume van een luchtbel niet verandert, tijdens het passeren van de kolom. De zuurstofoverdracht van de luchtbel naar het water met de

katalysator wordt bepaald door de diffusie van zuurstof vanaf de wand van de luchtbel naar de bulk van het water. De

( ( { { { ( ( ( Cl

o

zuurstof concentratie aan de wand van de bel in het water is de evenwichtsconcentratie, x*, van de zuurstof in water.

De totale zuurstofflux vanaf de belwand is dan:

*

J

=

kx (x - x) (45)

Hierin is x de zuurstofconcentratie in de vloeistofbulk, welke we op nul gesteld hadden en kx de overdrachtscoëfficiënt van

zuurstof in water.

De zuurstofoverdracht voor alle bellen in de hele kolom per seconde, vindt men uit het product van de flux en het totale oppervlak:

~m,02

=

N Ab J (46)

Hierin is N het aantal bellen in de kolom en Ab het oppervlak per bel.

Invullen van vergelijking (45) in vergelijking (46) levert (47)

Het aantal bellen N vindt men uit het volume Vk van de kolom, de volumefractie fb van het gas en het volume Vb van een

zuurstofbel:

(48)

Om te controleren of de zuurstofconcentratie in de bel voldoende hoog blijft kan men de eindconcentratie van de zuurstof in de bel berekenen aan de hand van de flux, het oppervlak van de bel en de verblijf tijd f.

dx/dt = - Ab J (49)

De totale volumestroom van de katalysator bedraagt 29.2 10- 3 mis. Dit komt overeen met een molstroom van 1.62 krool/s. De

katalysatorconcentratie is 1000 ppm. Hiervoor is nodig 0.41 mol/s zuurstof. We kiezen een 50 procent veiligheidsmarge zodat we 0.61 mol/s laten doorstromen. Het aantal benodigde bellen N voor de totale zuurstofoverdracht voor een zuurstofconcentratie van

x aq

=

0, vindt men met vergelijking (47) ; N

=

32.3 010 6 . Het~een overeenkomt met een totaal gasvolume van Vg

=

NOVb

=

0.455 m . uit het totale gasvolume Vg in de kolom kunnen we aan de hand van de gasvolumefractie fg = 0.2 [21] de kolom-inhoud berekenen; Vk

=

Vg/fg

=

2.28 m3 .

Voor de beginconcentratie aan zuurstof in de luchtbel,

Xo

geldt ;

Xo

=

0.2/22.40 10-3

=

8.9 mol/m3

Voor de zuurstofconcentratieverandering (dx/dt) in de luchtbel geldt :

Vbo (dx/dt)

= -

AboJ (50)

Invullen van vergelijking (45) in (50) met x aq = 0 levert (51)

( ( ( ( ( ( ( ( l

o

o

Voor een bol geldt dan

AIV

=

6/d. Met een verblijf tijd, 1 vinden we

*

[(x-xo)/x]

= -

_{[(6'k x }/d]} . 1 (52)

Voor de stijgsnelheid, v van een luchtbel vinden we met de wet van stokes :

(53)

waarin d de diameter van de luchtbel is, p~ de dichtheid van de vloeistof is, g de gravititionele versnelllngsconstante is en n de viscositeit van de vloeistof is. Invullen van de

stofeigenschappen levert voor d = 3'10- 3 m : v = 8.2 mis.

Voor een kolom met een hoogte van 5 m levert dat een verblijf tijd voor een luchtbel op van 1

=

0.61 s.

Invullen van de bekende gegevens in vergelijking (52) levert een eindconcentratie aan zuurstof in de luchtbel van :

x

=

8.1 mol/m3 . Er is na 5 m kolom nog 91% van de zuurstof in de luchtbel over. De hoogte van de kolom zal dus geen problemen opleveren voor de aanname dat het volume van de bel in de kolom constant blijft. De bel heeft aan het eind van de kolom nog 98% van zijn oorspronkelijke volume.

Voor de plant kiezen we een standaardkolom met een hoogte van 5 m en een diameter van 1 m. Hetgeen overeenkomt met een kolomvolume van Vk

=

3.93 m3 •

Voor een kolom met een diameter van 1 m kunnen we de totaal benodigde luchtstroom bepalen. De totale doorsnede bedraagd Ak

=

0.79 m2 . Het oppervlak van het doorstromende gas Ag vinden we uit de totale doorsnede en de gasvolumefractie :

Ag

=

Eb'Ak

=

0.16 m2

De totaal benodi~de luchtstroom) ~v,lucht bedraagt dan;

~v lucht

_,

=

1.3 m

Is =

4.6'10 3 m

lu.

8.9. De transportschroef.

In stationaire toestand wordt er 25,78 gis zwavel geproduceerd.

De volumestroom aan zwavel bedraagt 13.10-6 m3/s.

Om het zwavel de kans te geven neer te slaan in de regeneratie-kolom draait de transportschroef met tussenpozen. Om het gedrag van de zwaveldeeItjes, die ontstaan in het LQ-CAT proces te leren kennen zullen experimenten nodig zijn. Om de dimensionering en periodiciteit van de transportschroef en de dimensionering van de settlingtank en de centrifuge te bepalen zal het nodig zijn de batch flux curve [19] van het zwavelpoeder te bepalen.

Aangezien zwavelpoeder een relatief zachte stof is voor een schroef transporteur verwachten wij geen problemen.

Omdat de zwavel stroom uit losse deeltjes bestaat, met een stroom porisiteit die we stellen op ES = 0.5 vinden we voor het totale stroomvolume:

De soort transportschroef die voor dit matriaal geschikt is zal in overleg met de fabrikant bepaald moeten worden. Een pilot plant zal nodig zijn voor een praktijktest. Voor alle volgende gekozen apparaatparameters geldt dat het voorzichtige schattingen zijn zonder werkelijke gegevens.

Als eerste benadering gaan ~e uit van een transportschroef met een toerental van 25 omwentelingen per seconde. Per omwenteling moet dan een volume V1 verplaatst worden.

V1

=

<l>v,tot/ n (55)

Voor een schroefslag van L vindt men met een binnendiameter Dl en een buitendiameter van 02.

(56)

De totale volumestroom bedraagt overall: <l>y = 3.87'10- 5 m3/s. We kiezen de omstandigheden zo dat het zwavel ln één periode opbouwd tot een laagdikte van 0.05 m in de kolom (deze waarde is

arbitrair). Deze laag heeft dan een volume van Vz

=

3.93'10-2 m3 . Deze laag wordt opgebouwd in tsettle

=

1.0' 10 3 s. Om het neer-slaan mogelijk te maken moet het neergeslagen zwavel in ongeveer 10 s afgevoerd worden. De transportschroef moet dan een stroom verwerken van <l>schroef = 3.93 '10- 3 m3/s. We vinden dan een

omwentelingsvolume V1 = 1.57'10-4 m3 . Het doorstroomoppervlak van de transportschroef Aschroef = ~/4 (02 2 - 012 ) bedraagd bij een

schroefslag van L

=

0.10 m ; Aschroef = 1.57'10- 3 m2 •

De berekeningen duiden erop dat de kleinste standaardtransport-schroef met een troglengte van 2.5 m en een standaardtransport-schroefdiameter van 0.25 m ruimschoots aan de gestelde eisen voldoet.

Zonder verdere experimenten is het benodigde vermogen niet te bepalen.

8.10. De bezinktank.

In de settlingtank wordt periodiek een zwavel stroom ingevoerd die daar bezinkt. In deze tank treedt het zogenaamde

"hindered-settling" op. Om het neerslag-gedrag te kunnen voorspellen in de settlingtank is het nodig de al eerder genoemde batch flux curve te bepalen [19].

8.11. De centrifuge.

Voor de centrifuge geldt in principe hetzelfde als voor de settlingtank. De centrifuge is nodig om het zwavel verder te drogen. De centrifuge functioneert als een extra settlingtank. Een centrifuge kan vergeleken worden met een settlingtank met hetzelfde volume, V met behulp van de zogenaamde "Ambler's L: value" [19]. Deze L:-waarde is te bepalen aan de hand van de

binnenste uittree-straal, r1 en de buitenste uittree-straal, r2 en de rotatiesnelheid, w. De formule voor de L:-waarde ziet er als volgt uit

V·w2 1

L:

= ---

(57)

( ( ( ( ( ( (

o

Ook voor de dimensionering van deze centrifuge zal onderzoek naar het settlinggedrag van de zwavelslurrie gedaan moeten worden.

8.12. De smeltoven.

In stationaire toestand wordt er ~m S = 2.58.10- 2 kg Sx/s

omgezet. Aan de hand van eerdere aannamen kunnen we stellen dat

er ~m w = 2.6.10-3 kg H2 0 / s in de stroom aanwezig is. In de oven

wordt'het zwavelopgewarmt tot de smelttemperatuur T

=

392 K,

waarna het gesmolten zwavelopgewarmt wordt tot T= 433 K. De

temperatuur wordt boven het smeltpunt opgevoerd omdat het zwavel meerdere fasen kent, die ervoor zorgen dat het geproduceerde zwavel een smelttraject zal vertonen. Afgezien van het opwarmen van het zwavel wordt ook het water opgewarmt en verdampt.

De totaal benodigde warmte is opgebouwd uit de soortelijke warmten en de transformatie-enthalpiën van zwavel en water :

Q = ~m,S [Cpts,s· (Tmelt-298}+Hmelt+Cp,S,l· (T-Tmelt)] +

~m,w l _{p,w,l· (Tvap-298}+Hvap+Cp,w,g· (T-Tvap )]} (58)

( ( ( ( ( ( ( (

o

9. MASSA- EN WARMTEBALANS.

Bij het opstellen van de warmtebalans zijn een aantal aannamen gedaan.

Ten eerste is aangenomen, dat door het ontrekken van voldoende energie aan st=oom 2 in de koeler-condensor, H2+V3 er toe leidt dat al het water aan de stroom onttrokken wordt. In het opstellen van de balans is geen rekening gehouden met water in stroom 4. Ten tweede is aangenomen aan de hand van eerdere ervaringen met het LO-CAT proces [13J, dat in de venturibuis M5 en de buis tussen de venturibuis en de absorptiekolom T6 (stroom 7), 70% van het waterstofsulfide (H2S) wordt omgezet tot zwavel (Sx). In de absorptiekolom T6 verloopt de laatste 30% van de omzetting van waterstofsulfide (H2S) tot zwavel (Sx).

Ten derde is aangenomen dat stroom 8, het gezuiverde afgas in evenwicht is met het water in de kolom. Het water in stroom 16 is verwaarloosd aangezien de luchtstroom 18 al een onbekende

hoeveelheid water bevat. dit in tegenstelling tot stroom 5, die gedroogd is.

Ten vierde is gesteld dat de slurrie uit de regeneratiekolom T9 bestaat uit een 1:1 mengsel van zwavel en water. Om het

bezinkgedrag van het ontstane zwavel in het LO-CAT proces te bestuderen zal het nodig zijn enkele experimenten uit te voeren om de batch flux-curve van echt zwavelpoeder vast te stellen. De gegevens uit deze experimenten kunnen dan ook toegepast worden voor de dimensionering van de settlingtank V13 en de centrifuge M14.

Ten vijfde is gesteld dat stroom 15 geen zwavel bevat.

Ten zesde wordt bij de berekeningen aan de massabalans, stroom 20 uitgerekend alsof de slurrie continu afgevoerd wordt omwille van de eenvoud in werkelijkheid wordt de slurrie periodiek afgevoerd. Ten zevende is gesteld dat de zwavel : water verhouding voor de slurriestroom 21 ; 5:1 is, terwijl stroom 23 vrij is van zwavel. En tenslotte is gesteld dat de centrifuge een slurrie (stroom 24) produceerd met een zwavel: water verhouding van 10:1.

Zowel de laatste als de zevende veronderstelling zullen door experimenten gecontroleerd moeten worden.

Omdat niet met zekerheid bekend is hoeveel water er in de oven M15 terecht zal komen is bij het ontwerp geen rekening gehouden met eventueel ontwikkelde stoom in de oven.

Behalve de voorgenoemde aannamen voor de massabalans zijn er voor de warmtebalans nog een aantal andere aannamen gedaan.

Ten eerste hebben we voor de warmtebalans de enthalpie van de elementen bij T = 298 K op nul gesteld. In de enthalpie van de verbindingen is de reactie-enthalpie besloten. De gebruikte thermodynamische gegevens zijn te zien in bijlage 3.

Ten tweede zijn voor de stromen 1 tlm 4 gemiddelde soortelijke warmtes gebruikt over het temperatuurtraject van T = 298 K tot de temperatuur van de betrokken stroom. Voor de rest van de stromen zijn de soortelijke warmtes van de componenten bepaald over het temperatuurtraject van T= 298 K tot T = 323 K. De gebruikte soortelijke warmtes zijn te zien in bijlage 3.

Ten derde is voor de energie die gepaard gaat met compressie of expansie vergelijking (1) gebruikt.

Ten vierde zijn we er van uitgegaan dat de uitgaande stromen uit 25

( <-( ( ( ( ( (

o

o

de apparaten in thermodynamisch evenwicht zlJn. Dat wil zeggen dat er een thermodynamisch evenwicht bestaat tussen stroom B en 10, stroom 15, 16 en 20, stroom 21 en 23 en stroom 22 en 24.

Ten vijfde is gesteld dat er geen temperatuurverandering optreedt over de.pomp PB, de transportschroef MlO, het luchtfilter M11, de settlin(}tank V13 en de centrifuge M14.

In het proces wordt het koelwater van de koeler H2 gebruikt om stroom 12 in de warmtewisselaar H7 op te warmen.

"")

_"""

J

o

ApparaatsTroom

+

Componenten

\4~S

5

~5~

s(U

\4

'i:;DCLl

H~p'::V

0"

(~)

()~~~

Ni;

CO

_t

ko.l

s

Totaal:

A

pJlataatshoom

~

Componenten

\-\

~

S

S~}

SU)

l:l: ...

o

m

\-\.,O(~

\

~~

02:(W& ) N .L 1: (O~ lt~\-.

Totaal:

o

1

M~4

a

(kV)

0.02.1:J.

-13_0

O.5rI

Q

f6\0-l

I.

f

797

1..'1.1-D.lr~·'2..

_-

- \546· 2 2'YIJ~

__

-Bq

60:1

t

M

Q ~o. 41.qS-

,

-490082 \.'2.'~8 1">.5

0.°'1

0

3I.b!>;8

-4.900

SJ

~

_"""

--

_"""

_"""

1""1 1""1 1""1._--- 1""1._--- - --

-2.

3

'-I

ç'

M

0.

M

Q

_M

Q

_M

a

O.02].tJ -10.1 - 0.0'2.14

-B}

O. ()

2

/:-

'-'

-It;}

O'Z;l-l

D

-

t

₅₀₃ .1... o.

r;fro

--='1p-S.3

--, . 5qc(!..

_3,2

_.

_,

_\

_·

_1;7/1

1

st. ,

\. ;71l

~1.

6

'.1.-'

o.

'f2.{)

-15''2..9..0

o.

'"15.1.

-l~SO't 0:

\j

r;."2

-1?;6'z.e

/

2· ~7-cp

-86

₁

°.1.

o·r;:rl

o

-81

2J . 3 I.JlO23 -I(.~OC).& ,.s>oz~ _-IÇ3f.Cl I

t

é)

_J

₁₀

M

n

M

Q

_M

Q

_M

n

0.0082..

- 4.9

O~Ol

81

0 .. 3

_0.025&

0.4

'T

_-6

_:13

₂₀₆

?A.42C,;

_-4~OO1°

_{13.6~1' -2f>9~9}

_43.21

₄₁₎ I 0. 1

7

64

- 16'lJ-'J

.

_

-I.'loblf

1.4.6

o.

r;206

10.'

1.1-1-1:.2 )1.\

-d}

--- I

~

_~

32.~ -=.L?_l~ , _

6..

011LL

-=-l~

_{._---"}

_{- - _}

_.

_-

-0.0210 _{__} O~'2_

~ J

o

ApparaatsTroom

t

Componenten

H1.

S

S'-'!! SÛ,! 8:JQ(u l:I2.0~

f4~

O~ ~~) _oL

t:h

(Q2.

\.(~~

.

Totaal:

APparaatstroom

~

Componenten

H~S ~~

S<il

I-l~O

{I)

Hzu(,)

_...

02

~)

O-a.

tQ~)

N1-C0

1

b~~·

Totaal:

~

M

in

kg/s

J , 1

M

a

~{?,.4Ç41

-

6~7;;

a.

3'2.

\-1.

154

3?.t

-0.0 ~oo

L.J;-'

2225"

-bat;±q9

,i

M

a

o.~511

6.4

\.4?oO 30. ,

1.84]t

~6.t

,-, -, -, -, -,

""

.~

-

---\2. 1"1 14 IÇ'

M

Q.

_M

Q

M

Q

M

a

4~.45"1-'

-~Sl6\'1

o.

\

<Ys~ ~r;o.t 0.0008 -13· 1 43 .2t_l.'N!. -~828Ib

-"1~~4 ~I.D 0.000/ 0.0 I.

f

345" 31·2

o.o~oo 0.0016 o.oz.cY~

lIl,;.212Ç

_-691088

o. \8lf;

-

'2.?5"o.b

o.oO()9

-13.1 4;-.0 liJ

-ta

T/,J y

'1

IJ' I 2.0

M

a

M

Q

_M

a

_M

a

I I O.D 2>8 0·4 0.0'2.32

-~3

0.02';&

-4°1-.

0

.

_{_}

-0.31

00 _{O b O.3tO}Q

_3}

_

.

0.000'] 0.0 0.0011.J {J.U

,

._-

--\ 6. 6

\.4~Oo O.f e> I. ~/J 00

- - - -

- -_ ... _--- --- ---_. . -0.001

t

-- - - --

-0.0241

-!>b6.3

I.J6oo 0, ~I _I. ~to 0 20.3 o.ot;"'-f I - 406.

t