NOx-verwijdering uit rookgas m.b.v. ureum t.b.v. CO2-dosering in de tuinbouw

TU Delft

Technische Universiteit Delft

F.

v.o.

Nr: 2765

Vakgroep Chemische Technologie

Verslag behorende

bij het fabrieksvoorontwerp

van

B. Hagoort J.A. Doorenbos

onderwerp:

NOx-VERWIJDERING UIT ROOKGAS m.b.v. UREUM

t.b.v. C02-DOSERING IN DE TUINBOUW adres: B. Hagoort 2a Drossaartstraat 4204 AS Gorinchem • J.A. Doorenbos Oosteinde 201 b 2611 VE Delft opdrachtdatum:juni 1988 verslagdatum:september 1988

theory."

That was Einstein's view. and many scientists would say it still holds true today. But in sclence. theorists know the constraints of experiment. Thelr orderly theory about the fundamentals. the prosaic-sounding "standard model" is a slave to i ts voracious appeti te for experimental data.

SAMENVATTING

In dit verslag wordt het ontwerp van een rookgas zuiveringsinstallatie beschreven voor toepassing in de glastuinbouw. Het doel is om NOx uit rookgassen te verwijderen om daarna het gezuiverde rookgas in de kassen te leiden ten behoeve van de verhoging van de CO₂-concentratie.

Er is uitgegaan van een bestaand glastuinbouwbedrijf van 5,5 ha waarin 6360 uur/jaar maximaal 2700 nm3_{/hr rookgas moet worden gezuiverd. Het rookgas is}

afkomstig van een gasmotor die bedreven wordt met een overmaat lucht

(A-1,55), een temperatuur van 435°C en een NOx-concentratie van 150 ppm. De reiniging vindt plaats in een tweetraps-proces, waarbij in de eerste reactor door ontleding van ureum prills ammoniak wordt gegenereerd en in de tweede reactor selectieve verwijdering van NOx plaatsvindt. Een eventuele overmaat aan ammoniak, alsmede producten van onvolledige verbranding als ethyleen en koolmonoxide worden hier geoxideerd. Bij de berekeningen is gebruik gemaakt van een spreadsheet programma, dat aangepast is voor dit ontwerp.

Het ontworpen proces 1s rendabel. De return on investment bedraagt 95S en en de pay-out time is op ',053 jaar berekend. Dit komt vooral door de besparingen op het niet meer gebruiken van de CV-ketel voor CO2-generering.

CONCLUSIES EN AANBEVELINGEN

Conclusies:

- Rookgas zuivering op basis van het ontwerp is economisch rendabel; - Rookgas zuivering met behulp van ureum op alumina drager is ondoenlijk,

het ureum bed moet te vaak vervangen worden;

- De hoeveelheid in de ureum reactor gegenereerde ammoniak is afhankelijk van het watergehalte en de verblijf tijd van het gas en van de

reactor temperatuur;

- Water in de rookgassen bevordert de ontleding van ureum sterk;

Aanbevelingen:

- Verder onderzoek naar ontleding van ureumprills in aanwezigheid van water in het rookgas;

Verbetering van de kinetische vergelijking door validatie met nieuwe metingen;

- Onderzoek naar reactiemechanismen;

- Onderzoek naar ureum ontleding bij lage temperaturen (75°C).

SAMENVATTING CONCLUSIES EN AANBEVELINGEN 1. INLEIDING 2. UITGANGSPUNTEN 2.1 Kas en Gewas 2.2 Gasmotor en Rookgas 2.3 CO2-Doseren en CO2-Doseringssysteern 2.5 NOx-Conversieproces 2.6 Andere Eisen 2.7 Fysische Constanten 3. PROCESBESCHRIJVING 3.1 NOx-Convers1e 3.1.1 Theor1e

3.1.2 NOx-verwijdering met behulp van ureum

3.1.3 Praktij k 3.2 Procesbeschrijving 3.3 Flexibiliteit 3.4 Winterse procesvoering 3.5 Procesregeling 3.6 Inbedrijfstelling 4. PROCESCONDITIES 5. APPARATUUR 5.1 Rookgascondensors 5.2 Reactoren 5.2.1 Dimensionering 5.2.2 Warmte-effecten 5.3 Pijpleidingen en Appendages 5.4 Ventilatoren 5.5 Corrosie en Veiligheid 6. MASSA- EN WARMTEBALANSEN 6.1 Massabalans 6.1.1 Tussenberekeningen massabalans 6.1.2 De massabalans berekeningen

6.1.3 De NOx-conversie en ammoniak generering 6.2 Warmtebalans

6.3 Uitvoer Massa- en Warmtebalans 7. APPARAATSPECIFICATIES 8. KOSTEN 8.1 Investeringen 8.2 Variabele Kosten 8.3 Opbrengst en Besparingen 8.4 Rentabiliteit 9. LITERATUUR 11 111 2 2 2 3 11 4 5 6 6 6 6 8 9 9 10 11 11 12 13 13 19 19 20 23 24 25 26 26 26 27 28 29 30 34

37

37

38 39 40 41

B.l Rookgassamenstelllng

8.2 Algemene Kinetische Vergelijking voor de Ammoniak Productie 8.3 Kasmodel 8.4 Tabellen en Grafieken 43 45 48 49

1. INLEIDING

In dit procesvoorontwerp wordt een rookgas zuiveringsinstallatie beschreven

die bedoeld is voor toepassing in de glastuinbouw. Deze installatie

verwijdert NOx uit rookgassen afkomstig van gasmotoren, door NOx te laten reageren met ontledingsproducten van ureum. De methode is ontwikkeld bij de

vakgroep Chemische Technologie (faculteit der Scheikundige Technologie en

der Materiaalkunde van de TU Delft) alwaar deze sinds 1984 wordt bestudeerd

[1-6].

In 1980 werd een artikel door Van den Bleek en Van den Berg gepubliceerd [1] waarin werd beschreven dat selectieve reductie van NOx in aanwezigheid

van zuurstof mogelijk is, wanneer als reductiemiddel verbindingen worden

gebruikt, die net als ammoniak NOx kunnen nitreren. Er vormen zich complexen die katalytisch worden omgezet in stikstof en water.

In de glastuinbouw is het gebruikelijk om kooldioxide in de kassen te

blazen. Planten consumeren kooldioxide bij de fotosynthese. Verhoging van de CO2-concentratie van 340 ppm in de kas (openlucht niveau) naar 600 tot 1000

ppm resulteert in een extra plantengroei van 20 tot 30% (afhankelijk van de soort plant). Als er niet gedoseerd wordt dan kan de CO₂-concentratie (bij

geopende kasramen) dalen tot 150-250 ppm en komt de groei bijna tot

stilstand [7]. De eenvoudigste en goedkoopste manier kooldioxide te doseren

is het in de kas leiden van rookgassen afkomstig van de CV-ketel of

gasmotor. Echter, NOx in het rookgas kan reeds bij lage concentraties (vanaf 250 ppb in de kas [8]) het groeistimulerend effect van kooldioxide geheel of gedeeltelijk teniet doen.

Contacten met de glastuinbouw hebben geleid tot de mogelijkheid om een

rookgas zuiveringsinstallatie te ontwerpen voor de rozenkwekerij van de heer e.G. Zuurbier, te Heerhugowaard. De heer Zuurbier doseert op het ogenblik kooldioxide uit rookgassen afkomstig van een CV-ketel, nodig voor warmte

productie en gebruikt gasmotoren om electriciteit voor de assimilatie

belichting en warmte te genereren. Het ligt in de bedoeling om in de toekomst het rookgas, afkomstig van een gasmotor (bevattende 150 ppm NOx) te

reinigen en door het al bestaande CO2-distributienet te sturen. Een

proces voorontwerp , inclusief een kostenbeschouwing, gebaseerd op bestaande gegevens, kan een antwoord geven over de haalbaarheid van de installatie.

Bij de berekeningen is gebruik gemaakt van een spreadsheet programma, dat

geschreven is door A.J.J. Buckers [24J. Daarbij zijn veranderingen

aangebracht voor dit ontwerp, ook zijn een aantal basis berekeningen

veranderd en zijn de kostprijzen voor de apparatuur updated.

Het beschreven proces moet op deze kleine schaal toepasbaar zijn. Andere

processen als CO2-liquefactie zijn alleen op grote schaal rendabel en dus

slechts interessant voor samenwerkingsverbanden van tuinders en/of

2. UITGANGSPUNTEN

2. 1 Kas en Gewas

De kas van de heer Zuurbier heeft een oppervlakte van 55.000 m2 _(afgerond)

en heeft een gemiddelde hoogte van 4.5 m (afgerond) [1J. Dat resulteert in een kasvolume van 241.500 m3

• De ruimte wordt geventileerd om de temperatuur

en luchtvochtigheid constant te houden. dit is uiteraard afhankelijk van het jaargetijde • Aan de mate van ventilatie wordt het kengetal "ventilatievoud" (space velocity) toegekend. dit is het aantal keren per uur dat de gehele inhoud van de kas ververst wordt.

In de kas worden rozen geteeld. De productie bedraagt 400 stuks per m2 _per

jaar. dit levert in de verkoop ongeveer hfl 40/m2_{/jaar op (f 0.10 per roos).}

2.2 Gasmotor en Rookgas

De volume.-stroom. samenstelling en temperatuur van het rookgas zijn

afhankelijk van het type, de belasting en de afstelling van de gasmotor.

De gernstalleerde gasmotoren zijn Caterpillars. type 3516 SI-TA PA 1801 en

worden bij 1000 toeren per minuut bedreven. Het mechanisch en electrisch

motorvermogen (bij vOllast) bedraagt resp. 111 en 665 kW. De motoren zijn afgesteld met een luchtfactor (A) van 1,55 en daardoor is de samenstelling van het rookgas als weergegeven in tabel 2.1 (zie voor berekeningen bijlage B.l). Bij CO2-dosering worden de gasmotoren op deellast bedreven. In de

praktijk is gebleken dat 's winters 25 nml

aardgas per hectare per uur nodig

is voor CO2-dosering en 's zomers 35 nm

3_{/ha/hr (meer CO}

2 nodig daar er

geventileerd wordt) [1J. Per nm3 _{aardgas wordt 0.91 nm}3 _CO

2 de kas

ingeblazen.

De in het ontwerp gebruikte rookgas temperatuur en -samenstelling zijn

jaargemiddelden. Over het gehele jaar genomen veranderen de koelwater- en

luchtinlaat temperaturen langzaam en bernvloeden de rookgas temperatuur en -samenstelling. Verder verloopt de À. en ook hierdoor treden variaties op.

Een experimentele À-regelaar. die wordt gernstalleerd. zal dit probleem

in de toekomst verhelpen.

De NOx-concentratie in het rookgas hangt af van de motorinstelling. Bij de 'fabrieksinstelling' is dat ongeveer 400 ppmV. De heer Zuurbier heeft zijn

gasmotor. met verlies van rendement. zodanig afgesteld dat een

Tabel 2.1. Samenstelling van het rookgas bij verschillende deellasten (nm3 bij 25°C en 1 atm). gasmotor aardgas aardgas Pe rookgas T À CO 2-conc. H 20-conc.

°2-

conc • N2-conc. NOx-conc. (nm 3 /ha/hr) (nm 3 /hr) (kW) (nm 3 /hr) (OC) (-) (vol%) (vol %) (vol %) (vol%) (ppmV)

_:~:::::_:~~~=2_1_~:::::::_:~:=2

__

42,1 35 231,8 192,5 665 552 3247,2 2696,7 435 1,55 6,4 12,4 idem 6,9 73 ,5 150

2.3 CO 2-Doseren en het CO 2-Doseringssysteem

deellast (59%) 25 131,5 392 1926,2 idem

Planten consumeren kooldioxide bij de fotosynthese. Verhoging van de CO2 -concentratie van 340 ppm in de kas (openluchtniveau) naar 600 tot 1000 ppm resulteert in een extra plantengroei. Als er niet wordt gedoseerd kan de CO2-concentratie dalen tot 150-250 ppm (bij geopende kasramen) en komt de

fotosynthese bijna tot stilstand [1J. Er mag geen hogere CO 2-concentratie in de kas heersen dan 1000 ppm. De plant kan bij hogere waarden de hoeveelheid kooldioxide die het blad opneemt niet meer verwerken, zodat 'bladverbranding' optreedt [9J.

In de bestaande situatie wordt rookgas van de CV-ketel zonder zuivering de kassen binnengeleid. Het gekoelde gas wordt door een ventilator uit de schoorsteen gezogen. Dan wordt het rookgas door het distributienet de kas ingeblazen. Het distributienet bestaat uit PVC leidingen met daarop aangesloten polyethyleenslurven (diameter 40 mm) van 33 tot 47 m lengte, die om de 4 m op de bodem van de kas liggen (figuur 2.1). In deze slurven bevinden zich geperforeerde secties met een onderlinge afstand van 20 cm. CO 2-dosering met rookgas uit de CV-ketel geeft 20% meeropbrengst, ondanks het groeiremmend effect van de NOx in het rookgas. Deze meeropbrengst wordt veroorzaakt door de hogere groeisnelheid van de rozen, waardoor er meer rozen per m2

per jaar worden geoogst. Als het NOx uit het rookgas wordt verwijderd stijgt de meeropbrengst met nog eens 5%. Het rookgas uit de gasmotoren kan niet ongezuiverd de kas worden binnengeleid, na NOx-verwijdering is de meeropbrengst gelijk aan die bij gebruik van gezuiverd rookgas uit de CV-ketel.

De temperatuur in de kas wordt het hele jaar op 22°C gehouden. De gasmotoren leveren het grootste deel van de warmtebehoefte. Pas als de buitenlucht temperatuur daalt beneden 5°C moet de CV-ketel aan. Pas beneden -10°C wordt de ketel bij vollast bedreven.

Rozenteelt vindt met assimilatie belichting plaats. alleen in de maanden mei tot en met augustus wordt niet belicht. De dagperiode duurt 20 uur en de nacht periode 4 uur. Voor verschillende delen van de kas vallen deze perioden niet samen. zodat de gasmotoren 24 uur per dag aanstaan. Het proces moet dus continu worden bedreven. Er wordt tijdens de dagperiode CO₂ gedoseerd. omdat de gewassen alleen met licht CO2 assimileren. Dus moet er per deel van de kas per jaar 7300 uur (365 dagen

*

20 uur/dag) CO2 gedoseerd worden.

~ Winters is er 4200 uur lang (210 dagen) 25 m3 _{aardgas per ha per uur} nodig voor CO₂-dosering. ts Zomers is er 3100 uur (155 dagen) 35 m3_/ha/uur nOdig. De kas wordt dan geventileerd. zodat er meer rookgas en dus aardgas nodig is. om de CO₂-concentratie op peil te houden.

Het proces wordt ontworpen voor de zomerse rookgashoeveelheid.

In de 4200 uur (winter) met behoefte aan 25 m3 _{aardgas per ha per uur. kan} 2000 uur gedekt worden door de CV-ketel. die dan nodig is om de warmtebehoefte te dekken. De overige 2200 uur wordt dan het rookgas van een gasmotor gebruikt. Dit levert per deel van de kas een besparing op van 2200 uur

*

25 ml/ha/uur - 55.000 ml/ha aardgas.

Dan is er nog 3100 uur over (zomer). In de huidige toestand wordt de ketel aangezet. de CO₂ in de kassen geblazen en de warmte vernietigd. In de nieuwe situatie wordt een gasmotor aangezet. er wordt CO₂ (rookgas) geproduceerd en de electriciteit die op dat moment niet nodig is voor de assimilatie belichting wordt teruggeleverd aan het energiebedrijf (à hfl 0.15 per kWh)

[7].

2.4 NOx-Conversieproces

De NOx-conversie vindt plaats in een tweetraps proces. Een deel van de rookgassen wordt eerst gekoeld en dan naar een ureum reactor geleid. Daar vindt ontleding van ureum plaats. waarbij o.a. ammoni ak en complexen van ammoniak met NOK gevormd worden. In een tweede reactor vindt katalytische ontleding van de gevormde complexen plaats en verdere reductie van het NOK met ammoniak. door de aanwezigheid van de katalysator. Om de hogere

temperatuur in de katalysator reactor te bereiken wordt warm rookgas gemengd met de processtroom uit de eerste reactor.

2.5 Andere Eisen

De rookgas zuiveringsinstallatie moet zo compact mogelijk gemaakt worden. De bij de heer Zuur bi er maximale beschikbare ruimte is 7 bij 14 m. Hoe compacter de installatie. hoe beter geldt in het algemeen voor tuinders. De installatie moet echter eenvoudig te onderhouden zijn. dus moeten de onderdelen makkelijk toegankelijk zijn.

De bediening en regeling van de installatie moet slechts welnlg tijd. moeite en (chemische) kennis vereisen. De installatie dient dus geautomatiseerd te worden. Er mogen geen moeilijk handelbare stoffen gebruikt worden. vandaar de keuze voor ureumprills of ureum op alumina drager. Ook dient het te doseren gas een laag watergehalte te hebben in verband met condensatie in het distributienet. Voorts moet het te doseren gas een lage temperatuur hebben «60°C) in verband met het materiaal van het distributienet (PVC).

2.6 Fysische Constanten

De fysische constanten zijn verkregen uit [10,'1,12J.

Tabel 2.2. Eigenschappen gassen (25°C, 1 atm) •

---M p n À Cp AHf

stof g/mol kg/m3

*10E-6 Pa.s *'OE-3 W/mK kJ/kgK kJ/mol

---

---

--- --- --- ---

---lucht 29 1 ,15 18,19 26,~ 1 , Ol rookgas 28 1, 1 ~ 16,3 88,1 1 , 16 N2 28 1,15 17,7 26,0 1,04 0 CO₂ ~~ 1,81 1~,8 16,0 0,85 -39~ O2 32 , ,31 20,5 27 0,91 0 H₂O(g) 18 O,7~ 9,6 606 1,77 -2~2 NO 30 1,23 19,1 1,00 +90,3 NH l 17 0,71 10,0 2~,O 2,10 -46,1

Tabel 2.3. Eigenschappen vloeistoffen (25°C, 1 atm).

M p n À Cp

stof g/mol kg/m3 _{*10E-6 Pa.s *10E-3 W/mK kJ/kgK}

---

---

--- --- ---

--

'

---H20 18 997,1 899 606 4,18

Tabel 2.~. Eigenschappen vaste stoffen.

M p Tm dp Cp À stof g/mol kg/m3 °C m kJ/kgK W/mK

---

---

---

---

---

_---

---CO(NH_{2 )2} 60 1320 132 0,005 1 ,3~ 0,088 10 gew% CO(NH2 )2 op Y-AI_2Ol 690 0,005 V2Os/Y-AI2O, 750 0,005 0,77 1,32 Y-AI2Ol 620 0,005 (poreuze drager)

Tabel 2.5. Eigenschappen bed.

pstort E stof kg/ml

--- ---

---CO(NH2 )2 792 O,~ 1 0 gew % CO (NH 2 ) 2 op Y-AI2O, ~1 ~ O,~ V2Os/Y-AI203 ~50 O,~

....

OQ c: Ei w -a

..,

o () <0 UI UI () ::r ~ III ROOKGAS uit Ga.mator H 1 R 2 R 3 PARTIELE CONDENSOR GEPAKT BED (UREUIA) REAKTOR

GEPAKT BED (V205) REAKTOR

_

.

_

-_

.. r- ---I I ---~ H 4 C 5 IA 6

PARTIELE CONDENSOR

BLOWER SCHOORSTEEN Koelwater GEZUIVERD ROOKGAS noor Kos LUCHT na or Kas

NOx-VERWIJDERING UIT ROOKGAS m.b.v. UREUM t.b. v. C02-DOSERING IN DE lUlNBOUW B. Hagaart J.A. Daarenba.

o

stroomnummer _Cl Temperatuur In °c

o

FVO nummer 2765 September 1966 Abs. druk In bar

3. PROCESBESCHRIJVING

In dit hoofdstuk zal het processchema worden beschreven. Het schema is weergegeven in figuur 3.1 en in de losse bijlage. Voordat het proces zal worden beschreven is het noodzakelijk om eerst enige aandacht te schenken aan de methode volgens welke de rookgas zuivering plaatsvindt.

3.1 NOx-Conversie 3.1.1 Theorie

Ammoniak kan selectief reageren met NOx, ten opzichte van zuurstof. Dit is met behulp van een hypothese aangetoond door Van den Bleek en Van den Berg [1]. In deze hypothese worden eerst ammoniumnitriet/nitraat-complexen gevormd {1}, die onder invloed van een katalysator tot stikstof, eventueel lachgas, en water worden ontleed {2}. De reactievergelijkingen luiden:

-

NH] + NOx ---) ['NH NO _~ ] 2 / ] {1} [INH~N02/ ']

'*'

,

----) NN (+NNO) + {2}

'*'

staat voor een oppervlakte complex dat ammoniumnitraat- of nitriet-2chtig is. Het van ammoniak afkomstige stikstofatoom wordt voorgesteld als N. De verhouding nitraat:nitriet is onbekend maar onbelangrijk voor de hypothese; de vorming van lachgas is afhankelijk van de gebruikte katalysator die de complexen ontleedt. Ook is de exacte stoechiometrie van de reacties onbelangrijk in de hypothese, en voor de oppervlakte complexen onbekend. De NOx-conversie geschiedt dus in twee stappen. In de eerste stap vindt de complexvorming van ammoniak en NOx plaats. In de tweede stap vindt katalytische ontleding van de gevormde complexen, door de aanwezigheid van een katalysator plaats.

3.1.2 NOx-verwijdering met behulp van ureum

Behalve ammoniak blijken ammoniak-genererende derivaten ook in staat om

selectief NOx te verwijderen. hieronder bevindt zich ook ureum. Bij het gebruik van ureum treden een aantal extra reacties op om de benodigde ammoniak te genereren.

Al beneden het smeltpunt (132°C) ontleedt vast ureum tot gasvormige componenten. Deze ontleding wordt bevorderd door de aanwezigheid van NOx of water in de gasfase. Aangezien in een normaal rookgas de hoeveelheid water veel groter is dan de NOx hoeveelheid, zal de invloed van NOx verwaarloosd worden ten opzichte van de invloed van water.

Er zijn twee mogelijke reactiemechanismen voor de ontleding van ureum in aanwezigheid van water:

NH 2CONH 2 (s) NH 2CONH2 (g) HNCO (g) + H₂0 (g) ~.. NH₂CONH₂ (g) ~.. NH, (g) + HNCO (g) isocyanaat ~.~ NH, (g) + CO₂ (g) {3} {4} {5}

of: NH2COONH .. (s) NH2COONH .. (g) ~_. NH₂COONH .. (s) ammoniumcarbamaat ~_. NH₂COONH .. (g) ~-~ 2NH, (g) + CO₂ (g)

Beide mechanismen geven dezelfde overall reactie:

{6}

{7 } {8 }

{9 }

Er is van dit evenwicht niet genoeg bekend om te kunnen zeggen welk reactiemechanisme plaatsvindt. Indien geen water aanwezig is treden de reacties {3} en {4} hoogstwaarschijnlijk op. Bij experimenten is namelijk polymerisatie in de vaste fase aangetoond [6]. Deze verloopt via de volgende reacties:

NH₂CONH₂ (s) + HNCO (g) - - - ) NH

2CONHCONH2 (s) { 1 O}

bi ureet

NH2CONHCONH2 (s) + HNCO (g) - - - ) NH2CONHCONHCONH2 (s) { 11}

tri ureet NH2CONHCONH2 (5) + HNCO (g) ---)

.... NH-CO"

OC'NH_CO/NH (s) + NH, (g) {12}

isocyanuurzuur

Of deze reacties ook in aanwezigheid van water verlopen is niet bekend. Het vermoeden bestaat dat, onafhankelijk van het reactiemechanisme, de vaste fase/oppervlakte reactie snelheidsbepalend is (reacties {3} en {6}). Er is bij experimenten aangetoond [4J dat de ontleding van ureum op alumina-drager bij gelij ke omstandigheden beter verloopt als de ontleding van ureumprills. Dit wordt waarschijnlijk veroorzaakt door het groter oppervlak van ureum op al umina-drager.

Uit experimenten [2-5J is naar voren gekomen dat ureum. gefmpregneerd op Y-alumina-drager. bij een temperatuur van 85-90°C voldoende ontleedt om ongeveer 2000 ppm NOx voor 100% om te zetten in complexen. Voor zuiver ureum in de vorm van prills geldt dit bij een temperatuur van 105-1100_{C [6]. De}

gevormde complexen worden in de tweede reactor bij een temperatuur van 220°C of meer katalytisch ontleed. Goede katalysatoren voor deze ontleding

(reactie (2}) zijn V20S - [6J en Pd- op alumina-drager [3-4J. De Pd/Al203

-katalysator werkt het beste bij een temperatuur tussen de 200 en 240°C en is in staat om eventueel teveel gevormde ammoniak te oxideren:

{ 1 3}

De goedkopere V₂0_s/Al₂0,-katalysator werkt het beste in een breed temperatuurtraject van 200 tot 400°C. Echter treedt oxidatie van ammoniak {13} pas op boven de 250°C [13J.

Eventueel kan worden gekozen voor een reactor configuratie met twee gepakte bedden. Een eerste (nitratie) bed met de V20s/Y-Al20, katalysator en een

tweede oxidatie bed. Dit kan een V₂0_s/Al₂0, katalysator zijn die bij lagere temperatuur ammoniak oxideert. of een andere katalysator die (alleen) de oxidatie van NH, bevordert.

3.1.3 Praktij k

In de glastuinbouw is het gebruik van ammoniak ongewenst, gezien de

toxi ci tei t en handel baarheid, zodat voor de rookgas zui veringsinstallatie grote voorkeur bestaat voor ureum als "opslagplaats" van ammoniak (ureum is in de glastuinbouw vanzelfsprekend bekend als kunstmest).

Het NOx, aanwezig in het rookgas dat door de ureum reactor wordt gestuurd,

reageert met ui t ureum gevormde ammoniak onder vorming van

ammoniumnitraat/nitriet-complexen {1}. Het water in de gasstroom reageert

met ureum onder vorming van ammoniak en kooldioxide {3}. De procescondities in de ureum reactor zijn zo ingesteld, dat er voldoende ammoniak ontstaat om alle NOx in de totale rookgasstroom te reduceren. Deze procescondities zijn de temperatuur, het watergehalte en de verblijf tijd van het gas in de ureum reactor. Uit experimentele gegevens is bepaald hoe de ammoniak concentratie afhangt van deze parameters (bijlage B.2).

De ammoniumnitraat/nitriet-complexen, het ammoniak en NOx, reageren in de

katalysator reactor tot stikstof en water {2}. De overmaat ammoniak in de

procestroom uit de eerste reactor, is nodi g om NOx uit de warme

rookgasstroom om te zetten. Deze stroom zorgt door menging van de gasstromen

voor de hogere temperatuur in de tweede reactor. Uit economische

overwegingen wordt V20s/Al203 als katalysator gekozen.

Bij de keuze van de procescondities is gepoogd, op economische wij ze een zo lang mogelijke levensduur van de ureum reactor vulling te krijgen. Een laag watergehalte betekent een grotere, en duurdere parti~le condensor. Een lage reactor temperatuur betekent ook een grotere parti~le condensor. Een grote verblijf tijd betekent een grotere, dus duurdere reactor en een grotere hoeveelheid reactor vulling. Ook de keuze van de temperatuur in de tweede reactor befnvloed de keuze van deze parameters. Een lagere temperatuur in de

tweede reactor betekent een grotere stroom door de eerste reactor. Bij

gelijkblijvende procescondities betekent dit een grotere parti~le condensor

en een grotere eerste reactor.

De reactor vulling zal uit ureumprills moeten bestaan. Het gebruik van ureum op alumina drager is onpraktisch, de vervangingsfrequentie van de vulling is te hoog. De maximale reêle levensduur (niet economisch optimaal !) van de reactor vulling bedraagt 62 dagen, bij de volgende procescondities:

Het watergehalte van de stroom die de ureum reactor ingaat is 5,2 vol% (de

temperatuur van de stroom uit de partiêle condensor is 32,5°C). De

temperatuur in de eerste reactor is 50°C en de verblijf tijd is 22 seconden. De temperatuur in de katalysator reactor is 250°C (de minimale temperatuur waarbij een eventuele overmaat ammoniak nog geoxideerd wordt). Er gaat dus een grote gasstroom door de parti~le condensor en de ureum reactor. Deze apparaten moeten dus groot en duur worden uitgevoerd (de condensor heeft een

capaciteit van 227 kW en een warmtewisselend oppervlak van 14,1 m2

, de

reactor heeft een volume van 18,16 m3 _{en een vulling is 7516.2 kg 10 gew%}

ureum op alumina drager).

Een levensduur van 62 dagen betekent dat '5 zomers minimaal drie reactor

vullingen worden verbruikt. Het ureum is dan echt op. De oude vulling moet worden verwijderd, de nieuwe vulling moet worden aangebracht en opgewarmd. Dit is het meest arbeidsintensieve deel van het proces.

Bij gebruik van ureumprills is de economisch optimale levensduur 545 dagen. Er wordt 's zomers dus slechts een deel van een vulling verbruikt (29%). Toch is het de bedoeling dat de vulling na 155 dagen (zomer) verwijderd wordt en een nieuwe (winter) vulling wordt aangebracht en opgewarmd (zie ook 3.4). Omdat een deel van het ureum dan is verbruikt, neemt de diameter van de prills af (van 2 mm tot 1,78 mm). Hierdoor neemt de drukval over de reactor toe. Om problemen met het bed te voorkomen worden dus nieuwe prills aangebracht. Op de procescondities bij gebruik van ureumprills wordt hierna dieper ingegaan.

3.2 Procesbeschrijving

De rookgassen van de gasmotor, met een temperatuur van 435°C, worden opgesplitst in twee stromen, stroom 2 en 4. Stroom 2 wordt voor een deel gekoeld in de parti~le condensor Hl tot 35°C, stroom 5. Het gecondenseerde water wordt afgetapt, stroom 6. Het andere deel van stroom 2 wordt via een bypass om de condensor geleid, stroom 3. Dit is noodzakelijk om het water-gehalte in stroom 8 die de ureum reactor R2 ingaat te verlagen. De

verhouding van de stromen 3 en 5 is juist zo groot, dat de voor de ureum reactor R₂ benodigde temperatuur van 85°C wordt bereikt na opmenging.

In de ureum reactor R₂ vindt ontleding van ureum plaats. De verblijf tijd in deze reactor is 10 seconden bij een temperatuur van 85°C.

Na het verlaten van de ureum reactor R₂ wordt stroom 9 opgemengd met stroom 4. Stroom 4 is zo gekozen dat na opmenging met stroom 9 de voor de katalysator reactor Rl benodigde temperatuur van 275°C wordt bereikt.

In de katalysator reactor R3 vindt op de V20s/Al203-katalysator de omzetting van NOx plaats. Voor deze reactor bedraagt de benodigde verblijf tijd 2 seconden bij een temperatuur van circa 275°C.

De gezuiverde stroom 11 wordt gekoeld in de parti~le condensor H~ tot 35°C. Het gecondenseerde water wordt afgetapt, stroom 12. De rookgassen moeten gekoeld worden omdat het distributienet van PVC is en om condensatie van water in het distributienet te voorkomen. Tenslotte verzorgt de ventilator Cs voor het transport van de gezuiverde rookgassen door het distributienet of bij een te hoge NOx-concentratie de schoorsteen uit.

3.3 Flexibiliteit

Er treden over langere perioden schommelingen op in de rookgas temperatuur en samenstelling door invloeden van de koelwater en luchtinlaat temperaturen. De volumestroom rookgas is gedurende de zomer en winter perioden constant. De schommelingen worden door het proces als volgt opgevangen:

Bij temperatuursverandering zorgen de temperatuurscontrollers ervoor dat de reactoren op temperatuur blijven door de stromen 3 en 4 te regelen. Bij hogere temperatuur wordt stroom

3

verkleind ten opzichte van stroom

5.

Dit heeft invloed op het watergehalte in stroom 8. Ook wordt stroom 4 verkleind ten opzichte van stroom 2 en dit befnvloedt weer de ingaande stroom van de ureum reactor. Er zal meer ammoniak gevormd worden. Dit is geen probleem omdat een overmaat NH3 in de katalysator reactor met de aanwezige zuurstof zal worden geoxideerd. Bij een lagere rookgastemperatuur zal te weinig NH3

worden gevormd. De NOx-controller zal teveel NOx detecteren en de temperatuur in R2 verhogen om meer NH3 te genereren.

Bij samenstellingsverandering reageert het proces alleen op een stijging van de NOx-concentratie door de temperatuur in de eerste reactor (tijdelijk) te

verhogen en dus meer NH3 te genereren. Bij toename van de hoeveelheid

onvolledige verbrandingsproducten (koolmonoxide en ethyleen) zal de

temperatuur in de katalysator reactor stijgen. Dit is niet bezwaarlijk voor de katalysator en heeft geen invloed op het proces. daar de temperatuur van de ingaande stroom constant wordt gehouden.

Bij de procesregeling wordt rekening gehouden met het feit dat de ingestelde procescondities elkaar bernvloeden. Bijvoorbeeld een hogere temperatuur van

de ureum reactor betekent dat stroom

3

vergroot wordt ten opzichte van

stroom 5. Stroom 8 zal dus een lager watergehalte hebben. De hoeveelheid ammoniak die wordt gegenereerd neemt toe door verhoging van de temperatuur en neemt af door verlaging van het watergehalte. Ook zal stroom 4 verkleind worden ten opzichte van stroom 2 en neemt dus de volumestroom door R2 toe en

neemt de verblijf tijd dus af. Hierdoor wordt er weer minder NH3 gegenereerd.

Deze invloeden en hun samenhang zijn ongeveer voorspelbaar. zodat er

rekening mee kan worden gehouden.

Bij toename van de drukval over de ureum reactor door de afname van de prill

diameter. verandert de temperatuur regelaar in de ingaande stroom van de

tweede reactor de drukval over de regelklep in stroom 4 (regelt de stroom) zodat dit geen invloed heeft op het proces.

3.4 Winterse Procesvoering

De rookgas zuiveringsinstallatie dient 's winters gebruikt te worden met een kleinere rookgas volume stroom (59% deellast). Hiertoe moet de vulling van de ureum reactor R2 aangepast worden om ongeveer dezelfde verblijf tijd in

het reactor bed te houden

C-

VR2

*

0.715). Een langere verblijf tijd in de

katalysator reactor is niet bezwaarlijk. dit heeft namelijk geen invloed op de samenstelling van het gezuiverde rookgas.

De ventilator moet ook bij dit kleinere volume debiet optimaal werken en dus is een bypass om de ventilator of een variabele aanzuig capaciteit vereist. Kiezen we voor een bypass dan geldt het volgende:

Ten aanzien van het volume debiet geldt dan dat de ventilator C5 een

constante aanzuigcapaciteit heeft. Met behulp van een flow controller kan de bypass om de ventilator Cs worden geregeld opdat het volume debiet in de ingaande stroom constant blijft en dat er dus een deel van het gezuiverde rookgas wordt gerecirculeerd.

De warmtewisselaars zijn voor de maximale rookgasstroom

kleinere stroom zal dus het warmtewisselend oppervlak te

dus een kleinere koelwater stroom worden gebruikt

ontworpen. groot zijn om dezelfde

temperatuur te behouden. Deze regeling is vooral van belang

warmtewisselaar Hl.

Bij een en moet rookgas voor de

3.5 Procesregeling

In paragraaf 3.3 en 3.4 zijn al drie regelaars genoemd, namelijk één flow en twee temperatuur controllers, tevens regelaars. Daarnaast is er nog een NOx-controller, die de samenstellings veranderingen van het rookgas opvangt.

De eerste temperatuur controller meet de temperatuur van stroom 8. Deze

regelt vervolgens stroom 3 om de temperatuur constant te houden. Bij een te lage temperatuur wordt stroom 3 vergroot ten koste van stroom 5 en bij een te hoge temperatuur is het andersom.

De tweede temperatuur controller meet de temperatuur in stroom 10 en regelt vervolgens stroom 4 door die te vergroten bij een te lage temperatuur en te verkleinen bij een te hoge temperatuur.

Tenslotte is een NOx-controller geplaatst na de parti~le condensor H~ om de NOx-concentratie te meten. Deze dient als fijnregeling voor het proces. Bij een te hoog gehalte, boven de 5 ppm, dient direct het rookgas gespuid te worden. Dit wordt bewerkstelligd door de keerklep in de schoorsteen M6 om te

zetten. Meting van teveel NOx betekent dat er te weinig ammoniak wordt

gevormd in de ureum reactor Rz. Verhoging van de temperatuur in de ureum

reactor R₂ resulteert in een grotere ammoniak productie. Dit wordt

bewerkstelligd door stroom 3 te vergroten. Pas als de NOx-concentratie is

gedaald beneden de 5 ppm wordt het gezuiverde rookgas weer door het

distributienet geleid door de keerklep weer om te zetten.

3.6 Inbedrijfstelling

De opwarming van de reactoren Rz en R3 vindt gescheiden en na elkaar plaats. Eerst wordt de katalysator reactor R3 opgewarmd door stroom 1 in zijn geheel

door stroom 4 naar R3 te sturen. Hierbij word het rookgas voortdurend

aangezogen door ventilator Cs en gespuid via de schoorsteen. Verder zijn

stromen 2 en 9 afgesloten (stroom 9 door een terugslagklep). Dit duurt

ongeveer 25 minuten.

Is de benodigde temperatuur in R, bereikt dan wordt het rookgas door de ureum reactor R2 gestuurd. Hierbij wordt de afsluiter van stroom 2 weer

geopend. Pas als de ureum reactor R2 op temperatuur is en de NOx-controller

een NOx-concentratie meet die lager is dan 5 ppm wordt het rookgas door het distributienet gestuurd (keerklep in schoorsteen M6 om zetten). Het opwarmen van reactor R2 duurt ongeveer 5,5 uur.

Bij het opwarmen van de ureum reactor R₂ kan water in het bed condenseren

met als gevolg dat een deel van het ureum erin oplost. Het ureum dat

doorslipt wordt omgezet in stikstof, ammoniak en kooldioxide en vervolgens via de schoorsteen gespuid. Dit is echter niet wenselijk. Het grootste deel

van de geproduceerde ammoniak wordt met zuurstof geoxideerd in de

katalysator reactor R3. Aangezien het proces continue bedreven wordt treedt dit probleem alleen op bij het opwarmen van de nieuwe vulling. Eventueel kan gekozen worden het opwarmen met een luchtstroom. Door de parti~le condensor Hl als luchtverwarmer te bedrijven met water uit het aanwezige warmwaternet in de pijpenbundels.

4. PROCESCONDITIES

De gasdruk in de rookgas zuiveringsinstallatie kan bijna als atmosferisch worden beschouwd. De grootste afwijkingen bedragen maximaal 5000 Pa (0,05 bar) en wordt veroorzaakt door de drukval over de reactoren en het distributienet en de persdruk van ventilator C~. De temperaturen en debieten in het proces zien er als volgt uit:

De gasmotor die bedreven wordt bij een deellast van 83% (192,5 nm3 _aardgas

per uur en Àa 1,55) levert een rookgasstroom van 2700 nm3/hr met een

temperatuur van 435°C en een overdruk van 0,05 bar. Hiervan wordt circa 52 vol% naar de katalysator reactor R3 gestuurd en de rest naar stroom 2. In de warmtewisselaar Hl wordt circa 88 vol% van stroom 2 gekoeld van 435°C tot 35°C, waarbij na condensatie circa 60 1 water per uur achterblijft. Deze gekoelde stroom 7 wordt weer gemengd met stroom 3 (van 435°C) en gaat naar de ureum reactor R₂ (met een temperatuur die na menging 85°C is geworden).

Na de ureum reactor R2 wordt stroom 9 gemengd met stroom 4, wat stroom 10 oplevert van 2679 nm3_{/hr met een temperatuur van 275°C die de katalysator} reactor Rl ingaat. Na de katalysator reactor R3 wordt het rookgas gekoeld van 275°C tot 35°C in een warmtewisselaar H~, waarbij na condensatie 83 1 water per uur achterblijft. De gekoelde stroom na de ventilator C~ (stroom 14) wordt of gespuid of naar het distributienet gestuurd.

5. APPARATUUR 5.1 Rookgascondensors Hier wordt beschreven, aangegeven. de voor zoals deze de in

rookgas condensors gebruikte berekeningsmethode het dictaat voor het college st 42 [14] wordt Voor de dimensionering van een rookgas condensor kan deze worden opgevat als twee afzonderl1j ke delen: spl1 t 1 en spl1 t 2. Deze opspli tsing wordt gemaakt om het totale oppervlak voor warmtewisseling te bepalen:

Split 1: afkoeling van het gas tot de condensatietemperatuur:

Tku - Twater, uit

<---~

=t----

Tki - Twater, in split 1

Tgas

---->

----)

Twa - Tcondensatie

~---Twi

Split 2: condenseren van het water:

Tku - Twater ui t

<----1

~----

Tki

split 2

Twi - Tcondensatie

---->.

--->

Twu

---~

• Twater, in - Tcondensor In het programma wordt allereerst de gemiddelde temperatuur van het rookgas (dat wordt beschouwd als lucht) en koelwater bepaald:

TG, koelwater - (Twater in - Twater uit)/2

TG, gas - (Tgas in - Tgas uit)/2

( 5.1 ) (5.2)

Vervolgens worden enkele fysische grootheden als functie van deze temperaturen bepaald: Cp(H20); p(H20); n(H20) en n(gas).

Het logaritmisch-temperatuurverschil wordt gevonden door: LMTD$ _ ~I~t_:_!~~2_:_iI~~_:_!~t2

ln(i!!'L:-!~~l)

(Twu - Tki)

(5.3)

Dit temperatuurverschil dient te worden gecorrigeerd voor het feit dat er geen zuivere tegenstroom zal bestaan:

LMTD = LMTD$

*

E

De correctiefactor E wordt gevonden uit:

E - {~~:!_ll

*

(R - 1)

(5.4)

Voor R en P gelden: R • warmtecapaciteitsverhouding: R • P • temperatuurefficiency P • .n!'L:_I~~2 (Tku - Tki) (Tku - Tki) rf~i-:-Tkn

Voor de overgedragen warmte in split 1 en 2 geldt resp.: Qsplit 1 • !~~~_~_fE~~_~_iIi!2_:_Is2~9~~~~~!~2

3600

4lm HOi

+ __ J._~_J._

*

t.H

3600 cond

Het benodigde warmtewisselend oppervlak vOlgt uit:

Q

*

1000

V.O. '"

Ü-;-LMTD

Waarna het aantal benodi gde pij pen kan worden bepaald:

--_Y:.Q:._--1 * du *

rr

n .. ( 5.6 ) (5.7) (W) (5.8) (W) (5.9) (5.10) (-) _(5.1"

De diameter van de shell is een functie van het aantal pijpen en passages. Voor achtereenvolgens 2, 4 en 6 passages wordt voor het aantal berekende pijpen het effectief oppervlak bepaald. Dit oppervlak wordt gebruikt om de diameter van de shell te bepalen:

n

*

du2

dshell • 1(---) (m) (5.12)

Eff.Opp.

Voor de bepaling van het effectief oppervlak zijn m.b.v. tabel B5.1 uit bijlage B.5 enkele functies opgesteld voor 2, 4 en 6 passages m.b.v.

RR-graph. Afhankelijk van het ingevoerde aantal passages wordt een keuze binnen het programma gemaakt uiteen van deze functi es.

Het aantal keerschotten volgt ui t:

2

*

I nb = ---_dshell Het koelwaterdebiet: (- ) 4lm,koelwater - ___ gi!2!êê!2_~_J§QQ__ (kg/hr) Cp(H20)

*

(Tku - Tki)

Voor de equivalente diameter van een driehoekige steek geldt: 4

*

(0 86/2

*

S2 - 1/8

*

'Ir

*

du2)

De - ______

L__________________________

(m)

0,5

*

'Ir

*

du

De gasstroom per oppervlakte-eenheid:

4lm,A ..

_---~---

4lm i

*

s

*

nb dshell

*

(s - du)

*

1

*

3600

De snelheid van het koelwater:

Vkoelwater '" ____ ~~L~2~!~~~~~

____________ _

p(H 0) ₂

*

~-

_nb

*

II

₄

*

di2

*

3600 (mis) (5.13) (5.14) (5.15) (5.16) (5.17)

Er moet een minimale koelwater snelheid in de buizen heersen van 0,8 mis. Is de snelheid te laag dan moet het aantal passages verhoogt worden of de buisdiam'eter verkleind worden.

Voor de bepaling van de drukval (zowel aan gas als vloeistofzijde) dient de frictiefactor te worden bepaald voor het gebied: 1000

<

Re

<

106 _geldt:

frict.f. K f '" 144

*

10(-2,539 - 0,258

*

log(Re» (5.18) Voor Re gel dt: in de pijpen: Re _ 2itl~Qll_~_Y~_~_2! n(H₂0) om de pijpen: Re '" ~m~~_~_Q~ n(gas)

Voor de drukval in en om de pijpen wordt nu gevonden:

~P(water) '" Npass

*

0,5

*

p(water)

*

Vkoelwater2

*

i(~Q~1~2~~~_!_1_!_1~22 di (5.19) (5.20) (Pa) (5.21) (Pa) (5.22)

Tabel 5.1. Invoer warmtewisselaar Hl.

input: CONDENSER 1; SHELL & TUBE; COUNTffiFLO~; ~ATER/GAS

TEHPERRTURE~; :

I nl o?t_ T ... p ... r-atur-... I)f Ga:!' "135 "!oe Outl~t r .... po?r~tur-... of Gas 35 .:oe Inl.t r ... p ... r-atur-o? of ~ater- ₁₅ "'C

Outl.t r .... p ... r~tur-... of ~~t ... r- 30 0(:

DESIGN PARAHETERS:

Tub ... Di~ ... t ... r Cin~id ... ) Tub ... Oi~ ... t.r (out$id ... ) Pi t.eh I:If TIJb,,:!' (Squar-... ) L ... r,gth (If CCll1dl?nsclr-Nut'lb'i?r elf P.!lSSI?;!; CONSTAtHS: 0.015 ... 0.0191 ... 0.0318 ... 2 t"I E.

-H ... ~,t T r-ëonsf ... ,· Co ... ffi ci lint Gas-~at ... r 100 ~/ ... 2t: I d",,,, f cw Cond ... ns ... d ~at.,r--~at ... r- 1500 ~/ ... 2K

H ... ~t of Cond"ns~tion 2285 ~:.J/kg

Tabel 5.2. Uitvoer warmtewisselaar Hl.

CONDENSOR 1; physieal constants

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

r~p · (H20) 22.5 oe dens(H20) 22.5 oe viscCH20) 22.5 "'C viseCgas) 235 °C eondens-pr-qs;!; H20 in condensation-t .... p ... rature eond ... ns-pr-ess H20 out condens-flow

SPLIT ONE (GAS/LIQ) LHTO 1$ R F' cor,... .. LHTO 1 he.!lt -tr- 1 sur+~~I:", 1 tub ... s 2---> 151 25. EoE.CI 0.03E. 0.'3"10 1"12 150 10.% O. 30'37~ll 0.2137510 "'e

-"'C K~ ,,2 "1--- )-.;---> 0.209130 0.30'3731 0.309731 ... ff ... eti"f opp ... r-vl~k insid~ did .... of sh~ll nu"b~r- of bafflqs wëot",r-flow ~quival",nt dia ... ~tqr gasflow (ba5~d on sur-f~e ... )

w~t.'r--v"l oei ty fr-ict.f wat ... r- CR ...

=

16519) friet.f gd5 (R~= &55 ) hl?~+_ -t'-.~n:5f"r : :5lJrt~ ~c:~ ~35 O(--->:lo;;o"gth : in~.di~~ 31) O(:<---:pr~s~drop :pr-1?55drop 12.5 2 0.35 0.08 200'35 "i. 181. KJ/kg/t: 9'37. E: kg/ ... 3 9.GE-0"l kg/ ... s 2. 7E-05 kg~· ... s 0.12"1 bar-50.1 oe 0.05E. bar-&0.2 kg/hr-SPLIT TWO (CONO) LHTO 2$ R P eor-r-. LHTD 2 h"dt-t_r- 2 surfo!lc~ 2 20.0 oe l.OGE. 0."127 0.898 -1:3.0 oe 52.7 K~ 1.'35 H2 0.3097310E. "2/ ... 2 0.35 " .) ... ~

"

... p.~ 11 ::.. 2~1 kg/:s 0.039 " O. 5 kg~',,2/:s 1.0Eo ... /s 0.03"1 0.078 -203 KW : ---:::. (gas) : c~ ___ _ _ _ _ . p.~ Cwat ... ,-) (: ~i5 oe (g~s) 15 "'e (H20)

Tabel 5.3. Invoer warmtewisselaar H~.

itlPU+-: COHOEHSER 2; SHELL ft TUBE; COUNTERFLO~; ~RTER/GAS

---TEHPERATURE~; :

Inlet r~~p~ratur~ of Gas

Outl~t r~~p~rature of Gas

Inl~t Tq~p~ratur~ of ~ater

Outlet T~~p~rature of ~at~r

272.0 c'C ~i5 ç·C 15 oe ~iO "'C ---DESIGN PARAHETERS:

Tub~ Dia~~t~r (insid~)

Tub~ Dia~Qt~r (ou+-sid~)

Pitch of Tubes (Squar~)

L~ngth of Condensor t~ll~bl?r of Passh?:;: 0.015 ~ 0.0191 ~ 0.0:31::: ~ 2 " b - ---_._---COH5TFtt~T5 :

H~at Tran~f~r Co~fficil?n+- Gas-~al~r

Idq~ for Cond~n~~d ~atpr-~at~r

lOl) ~h.2K

1500 ~~'~2t~

22EI5 K.J/k,~

H~at of Condensatien

Tabel 5.4. Uitvoer warmtewisselaar H~.

CONDENSOR 2; physical con:;:lan+-s

======================:============================ Cp CH20) 22.5 oe der.:;: (HZO) 22.5 oe ~'i sc (H20) 22.5 "'e vi sc (ga::;) 153.5 oe condQnS-pr~s5 H20 in condens~tion-t~P'lp~r~tur~ cond~ns-pr~ss H20 out cond.;ons-fl,:.w

SPLIT O~E (GAS/LIg)

LHTD lS ~: F' corr. LHTD 1 h~at-tr 1 ~IJr-f .:sI:" 1 tub~s 2---":;· "1--- ::0-102 15.118 0.058 0.'327 g~ 207 21. '3~ O.331E.07 0.301155 "C

-oe .~~ .~ ~~ "I. 18 1 1<~l/kg .... K 9'37. 8 kg/~3 '3. 6E -0"1 kg/~s 2."IE-05 kg/P'I:S 0.0'37 bar "l5.2 "'C O.OSE. bar 83.~ kg/hr

SPLIT T~O CeOND)

LHTO 2:;' R F' corr. LHTD 2 hQat-lr 2 surfacQ 2 206 17.5 ·~C O.E,7" -O.~97 0.'310 -15. '3 "'C 72. 5 ~:~ 3. (1"1 ~;:: b---":Z' 0.1'38829 0.331607 0.3:31&07 Qffecti~f oppervlak

insid~ dia~. of shell

nUP'lb~r of baffles watprf10w ~quival.nt dia~~t~r .... JJtl?,..--Vp.l oc:i ty frict.f watl?r (Rg: fric+-.f gas (R9= h~.~t. -Ü-.,n:sf'o?t' l.1·'W~i ) 1'('37 ) : :3Ut'·t·.~C8 272 ~'i::---~~:l~n~ltl-, 31) c'C:<~'---:pr~~:~ljrop : prt;J~;::.dï op O. 3::i lEaOi' 1"t2/ ... 2 0."18 ~ 2!:i .. O ... 2 2 ,., o. "I~: ~ 8 "I.~b kg/s O.0~i9 ~ 1.1 kg/1'12/s 0 .. 73 H .... ::. 0.037 O.Ot,l -279 I<~ : ---_.-:~ O .. 5~ p~ (q~s) :<---.- -1030 1 P.~ (w.;t~t-) :

Symbolenlijst bij rookgas condensors: Cp(i) De di dshell du Eff.Opp. f t.Hcond 1 LMTD LMTD$ n nb Npass p t.P Qi R s TG,i T( i) Tcondensatie Tcondensor U V.O. Vk e: nU) pU) ~m,A ~m, i ~m,H20,i

soortelijke warmte stroom (i) equivalente diameter mantel inwendige buisdiameter inwendige diameter mantel uitwendige buisdiameter effectief oppervlak shell fri cti efactor

condensatiewarmte van water lengte condensor

logaritmisch temperatuurverschil

logari tmisch temperatuurverschil 1 (niet gecorr.) aant al pi j pen aantal keerschotten aantal passages temperatuureff i ei ency drukval warmte-inhoud warmtecapaciteitsverhouding steek

gemiddelde temperatuur stroom (i) temperatuurstroom (i)

condensatietemperatuur rookgaswater werkingstemperatuur condensor

warmteoverdrachtsco~ff. (overall) warmtewisselend oppervlak

koelwatersnelheid in de pij pen correctiefactor

dynamische viscositeit stroom (i) dichtheid stroom (i)

massastroom per oppervlak massastroom (i)

massastroom (i) gecondenseerd water

(J/kg/K) (m) (m) (m) (m) (m2_/m2 ) (-) (J/kg) (m) (Oe) (Oe) (- ) (- ) (-) (-) (Pa) (W) (-) (m) (OC) (OC) (Oe) (Oe) (W/m2_/K) (m2 ) (m/s) (- ) (kg/mS ) (kg/m3 ) (kg/m2_/s) (kg/hr) (kg/hr )

5.2 Reactoren

5.2.1 Dimensionering

Beide reactoren worden op dezelfde wijze gedimensioneerd. Het volume volgt ui t:

v -

(5.23)

Vervolgens kunnen op basis van de gekozen lengte/diameter-verhouding de overige dimensies worden bepaald:

d •

V 1/

( _ _ _ _ _ _ _ _ _ _ _ _ _ ) 3

(rr/4)

*

(Lid) (m) (5.24)

L - (m) (5.25)

Volgens perry en Chilton [10J wordt de drukval bepaald door de Ergun-vergel1j king:

(Pa) (5.26)

waarin de gassnelheid Ug wordt gegeven door:

~v

Ug -

nï4-

i

-ct

2

_-;-36ÖÖ

(mis) (5.27)

De hoeveelheid benodigde reactorvulling is te bepalen volgens:

WR .. V

*

(1 - c)

*

pp (kg) (5.28)

Daar ui t volgt de ureum hoeveelheid bij ureumprills:

WU-WH (kg) (5.29)

(en de ureum hoeveelheid bij 10 gew% ureum op drager:

WU .. 0,1

*

WH (kg) (5.29

»

Tevens wordt berekend hoe groot het ureum verbruik is per uur:

r(ureum)- ~v,NH],9

*

pNH]

*

60/(2

*

17) (kg/hr) (5.30)

Tenslotte wordt de levensduur van ureum berekend door:

!

~o

~~

\

~ ... o 7,-", iO

\

•

§~ t":. t.~""J. ,

i

i~ _1\",

,,""

..

~"

5.2.2 Warmte-effecten

De reacties spelen zich weliswaar op ppm-niveau af, toch is het van belang te controleren of si gnificante effecten zijn te verwachten ten gevolge van de reactiewarmte. Door Schwegler en Hoornstra [15] is naar de invloed van de

reactiewarmte gekeken en zij concludeerden dat de berekende effecten te

verwaarlozen zijn ten opzichte van de andere warmte-effecten. Dit werd nog eens benadrukt door Cooper [16]. die gerekend heeft aan de warmteoverdracht in een gepakt bed van ureumprills.

Het warmteverlies van de reactoren wordt bepaald door het

temperatuurverschil tussen de omgeving en de reactor wanneer we de

warmteoverdrachtsweerstand van de reactorwand verwaarlozen ten opzichte van de isolatie. dan vinden we voor dit verlies:

____

~:~~~~~~~_:_:~6~Yt~6~

_{__________________ _}

ln(gL~!gl~!~)

d/2+dw

Q

-2-;-rr-;-ii;-;-L

+ 2-*-rr-;(dï2~di;~d~)-*-h-;-L

De temperatuursdaling over de reactor volgt nu uit: ~T ~ --g-!-~§QQ-­

~ _v

*

pg

*

Cp

(W) _(5.32)

(5.33)

Als men ervan uitgaat dat bij opwarmen van de reactoren het gas

ogenblikkelijk z'n warmte aan de reactorvulling afgeeft dan is er sprake van een warmtefront (schematisch weergegeven in figuur 5.1). De warmte die dan wordt opgenomen door de vaste stof is [16]:

Qp - ps

*

Cps

*

(Tin - To)

*

(1 - E )

*

V (J)

De warmte die ogenblikkelijk wordt afgestaan door het gas is:

~v Qg c pg

*

Cpg

*

(Tin - To)

*

36ÖÖ

*

t Gelijkstellen geeft: t _ e~_~_~E~

*

pg

*

Cpg

_

e~_!_gE~

*

pg

*

Cpg ~v (1 - d 3600

* ---

*

1 E (J) (s) (5.36) (5.31) (5.38)

Dit levert een opwarmtijd van 5.5 uur voor de ureum reactor en 25 minuten voor de katalysator reactor.

Tabel 5.5. Invoer ureum reactor R₂•

itlpUt: URE A F.:EFlcro~: Urçoa Prills

----------========

=---PROCESS PARAHETERS: r"'l'Ip"rdtun;.

R ... sid~nc~ Til'l. (=V.Ep5'Norl'l~lFlow)

Activ. Ur ... a Fractien of e.d ~ ... ight BED STRUCTURE & PRESSURE DROP:

Void Fr~ction Df R.actor Dial'l"t.r of Particl ... s

L ... ngth/Dial'l~t.r R~tio of R.actor HEAT LOS5 1.0 ENVIROMHENT:

~all-Thickne5s Ro;oacter

Thicknes5 Glasswool Isolatien CONSTAtlTS :

D9nsity of Ur ... a

H9at Trdnsf9r Coeffici ... nt Wall-Rir Sp8C. Ho;oat Transfo;or Co.ff. Glassw. Holecular ~eight of Ur~a

85 oe 10 s 100~ (b.~ wO o.~ -0.002 1'1 1 -O.OO~i 1'1 0.1. 1'1 1320 kg .... l'I::! ::i5 t-I ... ;;:/t::: O. 05 ~/I'I/~:: t.O 9/1'1.)1

Tabel 5.6. Uitvoer ureum reactor R_{2 •}

output: UREA REACTOR

---=========---PROCE55 PARAHETERS: T ... p ... rat • .Jroö.

r"'l'Ipo;oraturço-Orop

Nor .. al Flow (25°C, 1 atl'l) "Ro;oal" Flow

85°C 1.0 °C 120"1 tll'l3/hr 15"18 1'13/hr Concentration ef H20 in Gas G. 5(-~ (by ,,"ol UI'IE') DESIGN PARAHETERS: Volul'le of R ... actor Dial'l ... t9r (insido;o) LQngth of Reactor Pr~s~;l.It·. Drop H .... ~t. Lo:ss

o.u.~nti t.y of IJro;oa U ... a Consul'lpti on Lif ... ril'lo;o of Uro;oa

Gd ... )

R ... ynolds Nu .. bQr

A~ial Oispçorsion (~en,Fan) NUl'lbçor of Tanks in Sçoriços

8.3& .. 3 2.20 ti 2.20 H 1322 F'.~ 511 ~ 5G2"1 kg 0.50&"1 kg/hour 13082 h"'.Jrs 545.07 days 11 -0.7& .... 2.1:s 5'31

-Tabel 5.7. Invoer katalysator reactor R 3 '

input: CATAL 't'~;T REACTOl':

PROCES5 PARAHETERS:

TE'l'Ipo;ordtur>? 275 oe

RE'sid>?nc8 Til'l>? (=V~Eps/Flo~(Norl'l~l 2 5

BED STRUCTURE ~ PRES5URE DROP OVER RERCTOR: Void Fraction in C~talyst B>?d O.~

-Di~l'I~to;or of Cat~lyst P~rticl>?s 0.005 1'1

Lengt.h/Dia"91.er Ratio of Re~ctor 1 -HEAT LOSS te ENVIROMHEMT:

~all-rhicknes5 Cdt~lyst R.actor

Thickn>?5s Gla55wool isolation COM5 rRtlTS:

Dçonsity of Cataly~t. Pdrticl.

Heat Tran~fer Coo;offici~nt. Wall-Air Sp>?c. Ho;oat rran~f~r Co~ff. Glass~.

0.003 1'1 0.1 1'1

750 kg/,.,:;; 35 14,'1'1'"'/1<

Tabel 5.8. Uitvoer katalysator reactor Rl.

output: CATALYST-REACTOR

PROCESS PARAHEfERS:

To~p~ratur~ 272 De

To~p~raturQ-Drop 1 De

Nor~~l Flow (25D_{C,1 at~) 2618.692 N~3/hr}

"R9.al" Fl ow 5009 1'13/hr

ConcQntration of H20 in Gas g.7%Cby volu~p)

DESIGN PARAHETERS: Uolu~~ of Roactor Dia~~t~r (insid~) Longth of ROdctor Pn;osslJr-Q Drop Ho.,t_ Lo:s:s 3.E.4 1'13 1.E.7 1'1 1.67 1'1 3309 P., lIG? ~ 1G37 kq Ouantity of Cataly:st R09nold:s NUl1bor 75 -13.5"1 ... 2/':s

ANial Oispqr:sion (~Qn.Fan)

Nu~b~r of Tank~ in 50riq~ 1"11

-Syrnbolenlijst bij reactoren: Cp d dis dp dw h L 6P Q t,l t Tomgeving Treactor 6T Ug V WH WU E: Us pg pp T ~v ~v , i ,j soortelijke warmte diameter reactor

dikte isolatielaag om de reactor deeltjes diameter

wanddikte reactor

overall-warmteoverdrachtsco~ffici~nt van lucht lengte reactor

drukval over de reactor warmteverlies

levensduur van de reactorvulling opwarmtijd

omgevingstemperatuur reactor-temperatuur tem per at uur vers chi 1

gassnelheid reactorvolume

hoeveelheid benodigde reactorvulling hoeveelheid benodigd ureum

void fraction reactorvulling

warmtegeleldingsco~ffici~nt van de isolatie

di chthei d gas

dichtheid reactorvulling verbl1jftij d

gasflow

gasflow component (i) en stroom (j)

(J/kg/K) (m) (m) (m) (m) (W/m2_/K) (m) (Pa) (W) (j aar) (min) (Oe) (Oe) (Oe) (mis) (m J) (kg) (kg) (m 3 Im 3) (WImiK) (kg/m3₎ (kg/m' ) (s) (nm 3/hr) Cnm 3 Ihr)

5.3 Pijpleidingen en Appendages

Voor in het ontwerp toegepaste appendages is op basis van het flowschema een schatting gemaakt van de benodigde aantallen. Op grond van gemaakte berekeningen kan de equivalente lengte voor verschillende pijpdiameters van deze appendages (bochten en afsluiters) worden bepaald. Het drukverschil kan nu worden berekend volgens:

u2

L

~P - p

* {--

+ 4

*

f

* - *

u2}

2 D (Pa) (5.39)

Hierin is L de som van de equivalente lengten en de lengte van de pijpen en is f de frictiefactor. Frictiefactor f wordt als een invoerwaarde beschouwd en kan worden bepaald met behulp van figuur B5.1 uit bijlage B.5. Om deze te kunnen bepalen worden in het spreadsheet zowel het Reynolds-getal als de verhouding tussen de wandruwheid van de leidingen (e) weergegeven.

Tabel 5.9. Invoer pijpleidingen en

. appendages.

input: TUBIHG ANO PIPING

rot~l L~ngth of Pip~s Di~"",tQr of Pip~~ (insid",)

RoughnQss o~ PipQS

Friction Factor of PipQS

Nu"b~r of G~t~-Valv~5 Nu"b~r of 9(1° Elbow~ Nu"b~r of T-Pip~~ 2700 "3/hr 25 " 10 inch ... s 1. 8E-03 i nchQs 2.0E-0"1 -o "l "l

-Tabel 5.10. Uitvoer pijpleidingen en appendages.

output: TU8ING AND PIPING

"at~rial of pip~s Eo/d r~l,InQl d:5-nu"b~r Qa:3-v ... l o~ci ty iotal ~quiv:l~nqth pi PQl Qr.gth -di .!I"~t ... r pi p~S proö?ssun.. drop éllu"iniu" 0.00018 -13000"1 1"1.8 " / 5 110 " 25 " 0.25"1 " 137 Pa

Symbolenl1jst bij pij plei dingen en appendages:

D di amet er van de leiding (m)

e wandruwhei d van de leiding (m)

f fri cti efactor (-)

L pij plengte (m)

~P drukval (Pa)

u gassnelheid (m/s)

1 ~ - 1 (_.a.~ ____ ) 1 ~ . Pout 1 3 ____ .a.~_

*

~v

*

Pln

*

(----

•

-

1)

lLJ_:_l _______________

Ei~

______________ _

om

*

nv

*

1000

*

3600 (kW) (5.40) P ,.

Indien we uitgaan van

co~ffici~nt van 1.3

vent i 1 ator ge vonden:

een polytropische compressie met een polytropische dan wordt voor de temperatuurstijging over de

6T

Tabel 5.11. Invoer ventilator C 5 .

i npu t: ElLO~n: (POLYTROF'I C COHPRESSI I Jt-! )

---_._---. --

---BLO~ER :

Effici~ncy of El~ctric Hotor EfficiQncy of 81D~Qr F'olytrop~ co~fficiQnt(=Cp/Cv) PrQssurqh~~d (~pp.) 0.9 - O.i'-l.;) .-3000 Pa ---_._---_. ---_.

Tabel 5.12. Uitvoer ventilator C5 •

output: _8LO~ER (POLYTROPIC COHPRE55IOt-!)

---cap~citq gd:5flo~ . polytrop~ cD~ffici~nt tq,..p ... r·atur ... i Il pr"'5~lJr.;. ou+_ pr~s~ur~-differ~nc~ tq"'p .. ..-aturo;o out ~o..-I< ~o..-k (th90r~tical) tris,;,co"'p2 3000 250b 1.3 35 lOO3"'1EI 10"'1325 3'37? 38 5.18 ~i. 2E, -::' Cl . . . ',;,1 ,..3/hr r,,..3/hr (= 2590 ,..::Vhr) -°C P,~ P.~ P.~ °C r~j.j KI-I °C

---Symbolenlijst ventilator: P Pin Pout Tin ryn nv 4>v vermogen

ingaande druk ventilator uitgaande druk ventilator gastemperatuur voor compressie motorrendement ventilatorrendement gasflow (5.41 ) (kW) (Pa) (Pa) (K) (- ) (-) (nm3_/hr)

5.5 Corrosie en Veiligheid

Het rookgas is vanwege de aanwezigheid van waterdamp en NOx corrosief. In de ureum reactor wordt ook nog ammoniak geproduceerd wat vervolgens ook in de

katalysator reactor voorkomt, bij een hoge temperatuur (275°C). Het is

daarom aan te bevelen om de beide reactoren en de tussenliggende pijp van roestvrij staal uit te voeren. Verder dienen de pijpen in de warmtewisselaar

van roestvrij staal te ZlJn daar er koelwater van circa 15°C doorheen

stroomt. De rest van de benodigde pijpen kunnen van aluminiun zijn,

enerzijds vanwege de kosten en anderzijds vanwege de hoge corrosie

resistentie en bruikbaarheid tot 425°C [10].

Bij de selectieve verwijdering van NOx uit rookgassen worden

ammoniumnitraat/nitriet complexen gevormd in aanwezigheid van ureum. Bekend is dat ammoniumnitraat gemengd met koolstofhoudend materiaal zeer explosief is. Het is door Doorenbos [18] onderzocht of de genoemde complexen gevoelig zijn voor vuur en hitte en of ze schokbestendig en explosiegevoelig zijn. Ammoni umni tri et kan vrij heft i g ontleden bij een temperatuur van 60 tot 70°C. Ammoniak, en waarschijnlijk ook ureum, kunnen de thermische ontleding

van ammoni umni triet onderdrukken. Verder wordt de ureum reactor bij een

temperatuur van 85°C bedreven en de eventueel gevormde hoeveelheden op

ppm-ni veau zijn, waardoor er geen gevaar voor explosies bestaat die zouden

kunnen worden veroorzaakt door ammoniumnitriet.

Ammoniumnitraat kan onder bepaalde omstandigheden heftig ontleden, wat kan

resulteren in een explosie. Deze omstandigheden zijn: een temperatuur van

245°C of hoger, bij een druk van 6 ~ 7000 bar, en/or vervuiling door

koolstofhoudende materialen. De temperatuur van de katalysator is weliswaar

350°C maar de druk in de installatie is atmosferisch. Ook wordt de

thermische ontleding van ammoniumnitraat door ureum onderdrukt.

Verder dient de rookgas zuiveringsinstallatie dusdanig gebouwd te worden dat geen zouten kunnen neerslaan en vervolgens accumuleren. Een tweede eis is

een hoge temperatuur in de pij p tussen de bei de reactoren van de

installatie, zodat de gevormde zouten ni et kunnen neerslaan.

Ten aanzien van het ammoniak bestaat er pas gevaar voor chemische explosies tussen 15 en 28% in lucht. In deze marge is het ammoniak ook brandbaar. De

ontvlamtemperatuur is 630°C [19]. De maximale ammoniak concentratie in de

installatie is zo'n 3000 ppm en de maximale temperatuur is 435°C waardoor er geen gevaar is voor branden of explosies.

Wat de toxiciteit betreft zijn ammoniak en NOx in gevaarlijke concentraties

aanwezig in de installatie. De MAC-waarden van deze stoffen zijn

respectievelijk 25 en 5 ppm [20]. De installatie moet daarom worden

opgesteld in een goed geventileerde ruimte en verder moet hij gasdi cht zijn.

Het eventueel gevormde koolmonoxide en ethyleen dat door onvolledige

verbranding kan ontstaan wordt in de katalysator reactor omgezet in

kooldioxide en water. Ook hier geldt dat de installatie moet worden

opgesteld in een goed geventileerde ruimte en dat de installatie gasdicht is.

6. MASSA- EN WARMTEBALANS

6.1 Massabalans

In dit hoofdstuk wordt de voor het ontwerp bepaalde formules voor de massabalans aangegeven. Hierbij wordt niet de gehele afleiding van de formules gegeven maar wordt slechts aangegeven waarop zij zijn gebaseerd. De behandeling van de verschillende formules verloopt (voor zover dit mogelijk is) in dezelfde volgorde als waarin zij in het spreadsheet zijn gerangschi kt.

6.1.1 Tussenberekeningen massabalans -H20 pressure in en H20 pressure out:

De waterdampspanning van de gasstroom na de condensors is een functie van de temperatuur. en wordt gegeven door de Antoine vergelijking:

8

ln( P(H O)out )- A - ---_{2 Tcondensor + C} Herschrijven van deze vergelijking geeft:

8

P(H20)out- exp( A - Tëöndensör-~-ë

)

(6.1)

(bar) (6.2)

Invullen van de Antoine constanten uit Reid. Sherwood en Prausnitz [25] en conversie naar SI-eenheden geeft dan (figuur 85.2 uit bijlage 8.5):

P(H

20)out- 133.3224

*

exp( 18.3036 - ______ _{Tcondensor -}3§1§L~~

______

_227.02 )/105 (6.3)

Het verschil in dampspanning tussen de gasstromen die de condensor in en uit gaan bepaalt het percentage water dat wordt verwijderd:

f(H 0)- l_:_Ei~.Q2~~_

2 1 - P(H₂0)out (- ) (6.4)

Voor de berekeningen aan de condensor is tevens van belang dat het dauwpunt van de gasstroom bekend is:

Tcondens-P(H OHn 338.84 - 227.02

*

ln( ï--~-224

________________________

~3L3

___ _

P(H 02in ln( -~-~- -- ) - 18 3036 133.3224 • (6.5)

Indien we de kas als een ideale tankreactor beschouwen dan wordt de CO2

-concentratie in de kas gegeven door:

~v CO 18 - ~~_~_~iÇQ~l_~_Yg~n

__

~

__

~:

___________

egQ~

_______ _

CO2.grh2 8 6

6.1.2 De massabalans berekeningen

Op basis van de tussenberekeningen en de input-parameters wordt de totale massabalans opgemaakt. Voor alle componenten worden bepaald:

-

de totale flow ~v,i (nm3_/hr);

- de dichtheid pi (kg/nm 3);

- de totale massastroom ~m ,i (kg/hr) ; - de stroom voor de afzonderlijke componenten ~j , i (kg/hr); - de concentratie van de componenten Ji (vol %); - de concentrati e van NO .. en NH3 (ppmV) • Hieronder volgen balansen; hierbij voor de overige zichzelf spreken waarden volgen.

de toegepaste berekeningen voor het oplossen van de worden slechts de belangrijkste berekeningen aangegeven; uitgevoerde berekeningen wordt verondersteld dat zij voor of dat zij op eenvoudige manier uit andere berekende

~m,1. ~m,feed

*

pfeed

De opspli tsing tussen samenvoegen van stroom katalysator reactor de verkregen door middel van

(kg/hr) (6.7)

van stroom in 2 en 4 gebeurt zodanig dat na 4 en 9 de temperatuur aan de ingang van de werktemperatuur van 350°C bedraagt. Dit werd iteratie.

De opsplitsing in stroom 3 en 5 van stroom 2 gebeurt zo dat na samenvoegen van stroom 4 en 7 de gastemperatuur zo hoog is dat de gasstroom 8 de werktemperatuur van de ureum reactor heeft plus de te verwachten temperatuursval over de reactor:

~m • ~m 2

*

ÇE1~iI~_:_!~~2

_______________________________________ _

' 3 , p1.Cp,1.(T l - Tr_{3 )} + f ₁(H 20).Cp,7.p7.(Tr l - T d ) con ensor (kg/hr) (6.8) ~m,3= ~m,2 - ~m,5 (kg/hr) (6.9) p7- {~C02,5·PC02 + ~H20.5·~V,7.(1-fl(H20».fl(H20).PH20 + ~02,5·P02 + ~N2,5.PN2}/~V,7 (kg/nm1) (6.11) ~m.7 .. ~v,7

*

p7 (kg/hr) (6.12) ~m,6- ~m,5 - tm,7 (kg/hr ) (6.13) ~m,8= ~m,2 - ~m,6 (kg/hr) (6.14) ~m,4a ~m,1 - ~m,2 (kg/hr) (6.15)