Het sulfolin proces

•

~

/ ....,'

tu

Delft

_{F.V.O. Nr: 2730}

Technische Universiteit Delft

•

•

Vakgroep Chemische Technologie

•

Verslag behorende

•

bij het fabrieksvoorontwerp

van

•

Eric Langedijk

Annemiek van der Zijden

•

onderwerp:

HET SULFOLIN PROCES

•

•

•

adres: Julianalaan 7, Delft opdrachtdatum: 1-9-1987

Kanaalweg 2A, Delft verslagdatum: 3-5-1989

•

SAMENVATTING

~J14(

!/~

Dit verslag behandelt de verwijdering van H2S

uit~

~svolgens

het Sulfolin proces.

Aangezien het synthesegas schadelijke COS bevat is vóór het Sulfolin proces een katalysatorbed geplaatst die

cos

omzet in H2 S ,

Het onttrokken H2S zal omgezet worden in zuiver zwavel. Aangezien we in het Sulfolin proces te maken hebben met het ontstaan van de vaste stof zwavel (Dit gebeurt reeds in één van de eerste stappen), was het niet mogelijk berekeningen uit te voeren met reeds bestaande computerprogramma's.

Het Sulfolin proces toont grote overeenkomst met het Stretford proces. Aan het einde van het verslag worden deze twee processen met elkaar vergeleken.

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

INHOUDSOPGAVE INLEIDING. . . • • • • • • • • • • • • • • • • • 4 1.1 1.2

VERWIJDERING VAN COS . . . • 5

DE COMPRESSOR. . . 6

1.1.1 1.1. 2 1.1. 3

VOLUMEBEREKENING VAN HET KATALYSATORBED. . . 7 EXPANDEREN NA DE COS VERWIJDERING. .

1.1.4 DE CONDENSOR

DE WASKOLOM. . . . 1. 2.1

1. 2.2

AFMETINGEN VAN DE WASKOLOM.

BEREKENING VAN DE VERBLIJFTIJDEN . .

. 9

. • • 10

· . .13 · .15 · .16 1.2.3 BEREKENING TEMPERATUURSSTIJGING IN DE KOLOM . . . 18 1. 3 HET OXIDATIEVAT . . . · . .19

· .20

1.4 1.5

1.3.1 BEPALING VOLUME VAN HET OXIDATIEVAT . 1. 3.2 1. 3.3 WATERVERLIES IN DE REGENERATOR. . . . TEMPERATUURSDALING IN DE SCRUBBER . · . .22 · . .23 BIJPRODUKTVORMING.

·

. .

.

.

. .

.

. .

.

. . . .

.

.24 DE DECANTER. . . .

·

. .

.

. .

.

. .

.

. .

.

. . .

. .

.25 1.6 HET STOOM-INJECTIE SYSTEEM . . . 27 1.7

2.0

DE AUTOCLAAF . . .

· . .

.

. . . .

· .29 1.7.1 HET VERDAMPEN VAN DE OVERVERHITTE STROOM . . . 31 1. 7.2 DE KETTLETYPE-VERDAMPER DE HULPAPPARATUUR. 2.1 POMP 1. . 2.2 POMP 2. .

· .

.

. .

.

.

.

. .

.

.

·

. . . .

· . .32 · .34 . . . .35 . • • . .36

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

3.0 KOSTENANALYSE. . . . 3.1 BEREKENING VAN HET FIXED CAPITAL. . . .

3.1.1 DE OMZETMETHODE . . . .

3.1.2 DE METHODE VAN ZEVNIK BUCHANAN . 3.1. 3 DE METHODE VAN TAYLOR. . . . .

3.2 KOSTENBEREKENING . . . 3.2.1 3.2.2 3.2.3 DIREKTE KOSTEN INDIREKTE KOSTEN . . ALGEMENE KOSTEN. · • .37 • • .38 · • .38 · • .39 · .40 · .41 · . .41 · . . .43 .43 3 . 3 RESUMé. . . . 43

3.4 BEREKENING VAN EEN AANTAL KARAKTERISTIEKE WAARDEN .44

4.0 VERGELIJKING MET HET STRETFORD PROCES . . . 45

5. 0 LITERATUURLIJST. . . .46

6.0 BIJLAGEN

. . . .

.

. · ·

_{· ·}

_{· · · ·}

.47

BIJLAGE 1: WARMTE- EN MASSABALANS.

_{· · · ·}

BIJLAGE 2 : COMPONENTSTROMEN.

_{· · ·}

_·

_·

_·

_·

_·

· ·

BIJLAGE 3 : GEVAREN VAN DE GEBRUIKTE STOFFEN.

·

_{· ·}

· ·

_·

BIJLAGE 4 : POST i ! ! ! ! .

_·

_{· ·}

_{· · ·}

·

·

_{· · · · ·}

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

1.0 INLEIDING

In het kader van de opleiding tot scheikundig ingenieur wordt in het 4 e studiejaar een fabrieksvoorontwerp gemaakt. De keuze van het onderwerp voor een fabrieksvoorontwerp geschiedt in overleg met de begeleider die een aantal onderwerpen aandraagt. In ons geval werd aan de hand van een publikatie een fabrieksvoorontwerp gemaakt. In deze publikatie behandelt Heisel (LINDE AG) de

verwijdering van H2S uit rookgas volgens het Sulfolin proces (lit[l]).

Gasstromen met grote stroomsnelheden en hoge H2S-concentraties worden meestal behandeld met het CLAUS-proces. Volgens LINDE werkt het SULFOLIN-proces echter beter voor een gasstroom indien de H2S concentratie kleiner is da~ 10 vol.%.

l

De H2S concentratie kan groter zijn indien de

voedingsstroom-snelb~id kleiner is dan 5 ton per dag zwavel. • Een~ëonomische keuze, volgens Linde, tussen het Sulfolin en het Claus proces is weergegeven in figuur 1.

Het SULFOLIN-proces maakt gebruik van een waskolom, waarbij een oplossing van natriumcarbonaat (Na2C03)' natriumvanadaat (NaV03) en een organische nitroverbinding als wasvloeistof wordt

gebruikt. Het produkt is elementaire zwavel en een gezuiverde gasstroom.

De zwavel is zuiverder dan 99.9 gew.%.

Volgens Linde wordt het proces gekarakteriseerd door: Een makkelijk regenereerbare wasvloeistof.

Laag corrosieve wasvloeistof.

Vrijwel geen chemicalienverlies door chemische reacties. Lage bijprodukt vorming.

De gasstroom, met een debiet van 100.000 m3jhr, bestaat uit de volgende componenten: 43.95 vol% 11.6 vol% 10.7 vol% 33.0 vol% 0.75 vol% 150 ppm H 2 CO CH₄ C02 H2 S COS

Aangezien COS het proces onveranderd verlaat moet dit voor de sproeikolom gehydrolyseerd worden. Dit kan door middel van een katalysatorbed.

In de volgende hoofdstukken zal elk vat besproken worden.

•

•

7

1.1 VERWIJDERING VAN COS

Volgens het patent van Wimmer en Joachim [2] worden anorganische zwavelverbindingen (voornamelijk CS 2 en COS) in een CO bevattend procesgas selectief gehydrolyseerd met stoom over een gealkaly-seerde cr203/rA1203 katalysator. Met een soortgelijk procesgas

(zie tabel 1) werd bij een ~~eratuur van 164°C en een druk van 5.03 Bar een conversie van 99.2% bereikt.

Wimmer en Joachim gebruikte een katalysator van de volgende samenstelling:

7

8 gew% Cr203 4 gew% K20 88 gew%

_Y

_{A1 203}

De reacties die bij de hydrolyse van COS een rol spelen zijn: COS + H20 <==>

COS + _H2 <==>

Reactie 1 vindt hoofdzakelijk H2 in het gasmengsel aanwezig Van links naar rechts zou dit is de reactie van rechts naar blijkt deze laaste reactie te de katal sator voor reactie 1

---=-5

C02 + H2 S [1] CO + H2 S [2 ] plaats van links naar rechts. Omdat is zal ook reactie 2 plaatsvinden. gewenst zijn, echter zeer ongewenst links. De gebruikte katalysator onderdrukken. De selectiviteit van blijkt 98.7 % te zijn.

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

1.1.1 DE COMPRESSOR

De eOS-verwijderings-unit vraagt om een temperatuur van 164 oe en een druk van 5.03 Bar. Het is dus noodzakelijk om hiervoor een compressor te plaatsen. Het gas komt de compressor binnen met een temperatuur van 20 oe en een druk van 1.01 Bar. Deze temperatuur en druk zijn door ons gekozen. Hoogstwaarschijnlijk zal het te zuiveren synthesegas een hogere druk en temperatuur bezitten. De compressor zal in dat geval dus minder vermogen nodig hebben. Gekozen is voor een twee-traps centrifugaal compressor met tussenkoeling.

Gebruikte formules l i t [3], in SI-eenheden: (k-1)

k

(1)

Het theoretische compressor vermogen wordt berekend volgens:

(k - 1)

[ [ : : ]

(k-l~/k

1 ] (2)

Wtheor

=

De efficientie van de compressor is gesteld op 75%. Dus Theoretische vermogen 0.75 = R4e'èle vermogen Stel k=1. 4 • ---;" ~ m

=

4.15 10 6 moljhr = 1.15 kmoijs R = 8. 314 JjmoljK

Voor de verschillende trappen geldt nu: ' l I l '

Trap 1: T = 293 K _P = 1. 01 Bar . / T = 369 K _P = 2.24 Bar Trap 2 : T = 347 K _P = 2.24 Bar T = 437 K _P = 5.03 Bar Jbt/~[.

\

1,\ ..., 6 (3 ) Wtheor = 2541 kW Weff = 3388 kW ) ~rs'~ Wtheor = 3009 kW ] Weff = 4012 kW

é

;'Un

..

r;

'IJ

t;r'

.

~,j,,- $'~l' Q 9~

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

1.1.2 VOLUME BEREKENING VAN HET KATALYSATORBED

Volgens het patent van Wimmer en Joachim [2] is per uur 2980 volumeeenheid gas per volumeeenheid katalysator nodig.

Waterdamp moet in zo'n hoeveelheid toegevoegd worden dat de volumeverhouding damp/gas 0.074 gedraagt.

Eigenschappen katalysator

In het patent zijn de volgende katalysator-eigenschappen vermeld:

- vuldichtheid = 1 kg/ltr

- specifieke oppervlakte = 150 m2/m 3

- porievolume = 0.3 cm3/g

- porositeit = 0.4 (-)

- afmetingen tabletten diameter = 4.5 - 6 mm hoogte = 4.5 - 6 mm

Bij een druk van 5.03 Bar en een temperatuur van 164 oe (=437 K) geldt volgens de ideale gaswet dat Vin = 7.22*10- 3 m3/mol.

De gasstroom (= 4.15*10 6 mol/uur= 8.55*10 4 kg/uur) heeft bij deze druk en temperatuur een volumestroom van 29.96*10 3 m3/uur. Volgens het patent volgt hieruit dat er een katalysatorvolume van 10.05 m3 nodig is. Het bed wordt dus gevuld met 10.05 ton

katalysator.

Volgens het patent moet er zoveel waterdamp toegevoegd worden dat de volumeverhouding damp/gas 0.074 gedraagt.

Hieruit volgt dus dat de volumestroom van de waterdamp 2.22*10 3 m3/uur bedraagd. Er moet dus 3.07*10 5 mol (=5.53 10 3 kg)

waterdamp per uur toegevoegd worden. I ,

De totale gasstroom bedraagt dus 3.22 m3/uur = 4.46 10 6 mol/uur = 9.103104 kg/uur . .::

2)~,2t /K1,s

l _ hJ"fs,.'./ ... 2'i3(

~/.

?

Voor de drukval over een bed wordt gebruik gemaakt van de volgende vergelijking (lit[4]):

l

(4) waarin a Fp = pakkings factor

=

€3 (5) F _{= belastingsfactor = Dg rhog} 0.5 ( 6 ) C/>V 4 Ug = 1T d 2 (7) 7

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

Gegevens: Pin = 5.03 105 Pa a = 150 m- 1 € = 0.4 cf;v = 8.94 m3/s rho g= 2.90 kg/m 3 Ingevuld levert dit:

11.38/d2 19.38/d2 2.34 10 3 mis m/s(kg/m3) 1/2 m-1

Dus geldt voor formule (4):

(Pin - Puit)

=

Tevens geldt voor de afmetingen van het vat:

= 10.05 4

Ontwerpen we het vat zodanig dat de diameter de helft van de hoogte bedraagt, dan volgt uit vergelijking (8):

H = 3.71 m

D 1. 86 m

uit vergelijking (4a) volgt dan dat de drukval gelijk is aan:

(Pin - Puit) = 0.79 105 Pa = 0.79 Bar

De uitgaande druk is dus gelijk aan: 5.03 - 0.79

=

4.24 Bar.

( 4a)

(8)

Volgens het patent zal een conversie van 99.2% bereikt worden. Dit houdt in dat onze voedingsstroom aan het eind van het katalysatorbed 1.2 ppmrz_af bedragen.

L /-'/It~f

;?'h

,'7

De verblijf tijd is gelijk aan: V/cf;v

=

0.4*10/3.22

=

1.24 uur. /

1.1.3 EXPANDEREN NA DE COS VERWIJDERING

Nadat de gasstroom de cos-verwijderings-unit verlaten heeft

dienen de druk en de temperatuur teruggebracht te worden tot 1.5 Bar en 35 °C. Volgens vergelijking (1) geldt:

k/(k-1)

stel k

=

1. 4

Aangezien het gas !~~e: expander niet mag condenseren zal de temperatuur nooit r dan 100 °c mogen worden.

Er werd gekozen voor een viertraps expander waartussen de gasstroom steeds 20 °c verwarmd zal moeten worden.

-

-TraI2 1: T, = 437 K _P = 4.24 Bar Wtheor = 1127 Tl. = 405 K P = 3.27 Bar Weff = 845

TraI2 '2..; T = 425 K _P = 3.27 Bar Wtheor = 1096 T = 394 K _P = 2.52 Bar Weff = 822 TraI2 :;; T = 424 K _P = 2.52 Bar Wtheor = 1093 T = 393 K _P = 1. 94 Bar Weff = 820 (1)

7

kW -kW kW kW kW -kW TraI2

4:

T 412 K [ P

=

1. 94 Bar Wtheor

=

1062 kW T 383

K

-":

p = 1.50 Bar Weff = 797 kW

v'Zf

lh

,

..-/"

Het totale vermogen dal geleverd wordt is dus gelijk aan 3284 kW.L/lj,

Het totale vermogen di~ de compressor uit hoofdstuk 1.1.1 nodig

I

heeft is gelijk aan 7400 kW. De expander kan dus slechts 44% van deze energie leveren. Er dient dus een electromotor aan gekoppeld te worden om de extra energie te leveren.

\ 1\\ ,ul;

~

,..'"'

~1

St

•

•

1.1.4 DE CONDENSOR

Na het expanderen moet het gas gekoeld worden tot 35 °C. Dit zal gebeuren in een condensor. De warmte die deze condensor aan de gasstroom moet onttrekken is gelijk aan:

- De warmte nodig voor het condenseren van het water. - De warmte nodig voor het afkoelen van de gasstroom.

Het gas komt de condensor binnen met een temperatuur van 110 oe. BEREKENING GECONDENSEERDE HOEVEELHEID WATER:

Bij 164 oe en 5.03 Bar bevindt al de geinjecteerde stoom zich in de dampfase (= 5.53 ton H20/uur). Bij 35 oe en 1.5 Bar kan men als volgt uitrekenen hoeveel water zich in de gasfase bevindt: p* ( 35 oe) = 56.215 10 2 Pa

p* <Pd _P (9)

<Pv

Bij 35 oe en 1.5 Bar geldt voor het molair volume: V R T

=

=

17.07 10- 3 m3/mol n P

De totale molenstroom die de condensor uitgaat bedraagt 4.46 10 6 mol/uur (hierin is aangenomen dat de hoeveelheid condensaat

verwaarloosbaar klein is ten opzich~van de totale molenstroom) . Dit is dus 7.61 10 4 m3/uur. uit vergelijking 9 is nu de <Pd als volgt te bepalen:

<Pd

=

2.85 10 3 m3/uur

=

1.67 10 5 mol/uur

=

3.01 10 3 kg/uur. De hoeveelheid water die dus in de condensor gecondenseerd zal worden is dus gelijk aan 2.52 ton water per uur (= 5.53 - 3.01).

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

VRIJGEKOMEN WARMTE DOOR CONDENSEREN WATER:

uit de enthalpiebalans volgt de warmte die afgevoerd moet worden om het water te laten condenseren:

Q = binnekomende warmte - uittredende warmte

Q = _{Hd,l ~d,l - (Hd,2 ~d,2 + Hl,2 ~1,2)} waarin: Hd,l = 2691. 5 kJ/kg Hd,2 = 2565.3 kJ/kg Hl,2 = 146.68 kJ/kg ~d,l = 5.53 ton H20/uur ~d,2 = 3.01 ton H2o/uur ~1,2 2.52 ton H20/uur

Het subscript 1 duidt op de ingangstemperatuur van 110

°c

en subscript 2 duidt op de uitgangstemperatuur van 35 °C.

Ingevuld levert dit:

Q

=

6.79 10 9 J/uur

=

1887 kW

WARMTE NODIG VOOR HET AFKOELEN VAN DE GAS STROOM

(10)

De gasstroom dient ook nog afgekoeld te worden van 110

°c

tot 35

°c.

De warmte die de condensor hiervoor af dient te voeren is gelijk aan:

Q (11)

De soortelijke warmte van het gas is gegeven in tabel 2. De

molenstroom van het gas (water niet meegenomen, dat is hierboven al berekend) bedraagt 4.46 10 6 mol/uur. Ingevuld levert vergelij-king 11:

Q

=

1.09 10 10 J/uur

=

3018 kW

BEREKENING CONDENSOR

De totale warmte die de condensor af moet voeren is dus gelijk aan 4905 (= 3018 + 1887) kW. Voor de condensor geldt dat:

Q

=

= (12)

Volgens lit[5] zal de ku een waarde hebben van zo'n 800 Wjm2 K. De berekeningen van de condensor kunnen uitgevoerd worden volgens

[5]. Wegens tijdgebrek zijn deze niet in dit verslag uitgevoerd. stelen we een koelwater temperatuursverschil van 10

°c

dan zal 420 ton koelwater per uur nodig zijn.

Dit is een hele grote hoeveelheid.

Het is een beetje tegenstrijdig dat bij de expansie steeds

verwarmd wordt, terwijl we dit later weer koelen. Dit was echter nodig omdat in de expander geen vloeistofvorming mocht optreden. Nu blijkt dat zoveel totale warmte afgevoegd moet worden zal het toch wel wenselijk zijn om naar een andere methode van expanderen te zoeken (bijvoorbeeld flashen) . Wegens tijdgebrek is dit niet verder uitgevoerd.

\

1.2 DE WASKOLOM

In de waskolom vinden twee reactie stappen plaats:

-1- Het absorberen van H2S (en C02).

De volgende reacties treden hierbij op:

---> NaHS + NaHC03 [ 3 ]

[4]

Een hoge C02-concentratie in de gasstroom zal de efficientie van de H2S absorptie-stap doen afnemen.

-2- Het oxideren van HS- naar elementair zwavel:

Het terugvormen van het gebruikte carbonaat: NaHco3 + NaOH

De opname van H2S heeft dus als totaal reactie (reactie 3+5+6):

[6 ] [7]

Hierbij worden dus hydroxide ionen gevormd. Deze hydroxide ionen kunnen reageren met de bicarbonaat ionen die gevormd worden in reactie 4 volgens de reactie:

[8 ]

De totaal reactie van cO 2 opname wordt dan:

[g]

De overall reactie is dan:

2 H2S + 2 C02 + 4 NaV03 ---> Na2V409 + H20 + 2 HC03- + 2 S [10] Dit geldt alleen als er evenveel molen C02 opgenomen worden

als dat er hydroxide ionen ontstaan. Er kan echter meer kooldioxide worden opgenomen volgens reactie 4.

uit deze reacties blijkt dus dat de HC03- concentratie beneden in de kolom hoger is dan bovenin. Bovendien is de carbonaat concentratie onderin de kolom hetzelfde of lager dan bovenin de kolom. Hieruit kan de conclusie getrokken worden dat de pH onderin de kolom lager is dan bovenin de kolom. Hoe hoog deze pH zal zijn hangt af van de lengte van de kolom. Volgens van de Berg [6] is de opname van c02

reactie gelimiteerd. Dus hoe langer de contacttijd des te

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

lager zal de pH van de wasvloeistof worden.

De opname van C02 is dus moeilijk te bepalen. Dit hangt geheel af van de procesomstandigheden en het is voor ons dan ook niet

mogelijk om de pH van de oplossing te berekenen.

We nemen echter aan dat er minimaal net zoveel C02 als H2 S wordt opgenomen als gevolg van de vorming van hydroxide ionen.

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

1.2.1 AFMETINGEN VAN DE WASKOLOM

De te zuiveren gasstroom heeft e~n debiet van 100.000 m3/hr. Deze bevat 0,7 vol% H2S. De wasvloeistof bevat aan het eind van de kolom 0,5 ~ zwavel. Hieruit volgt dat de wasvloeistof een debiet heeft van 200 m3_{/hr. Gekdzen is voor een sproeikolom,}

omdat het gasdebiet veel groter is dan het vloeistof debiet. Voor efficient wassen is het noodzakelijk dat het gas als een

prop stroom door de kolom g~ftt. Het Reyn<:>lds getal mag ,dus niet te groot worden.

Men is er vanuit gegaan da.t het ·ga"s wordt gezuiverd tot 7 ppm H2 S .

Voor een propstroom geldt l i t [5]': Cuit -Ng

= e Cin

Cuit

stel: 0.001 (zuiverheid Hieruit volgt voor het overdrachtskental:

= 6,9 = stel: Kg = 0.1 mis Vi Kg a V Q =0.01 (lit[4]) Vg d = 1 10- 3 = > a = Q = 100.000 m3/hr = 27,78 m3/s

uit vergelijking (14) volgt: V = 32 m3 'Tr d 2

*

'Tr

16

d 3 7 ppm H2S) Vi

- -

= 60 Vg stel D : H = 1 2 =====> D = 2,73 m, H = 5,46 m 15 m2/m3 (13) (14)

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

1.2.2 BEREKENING VAN DE VERBLIJFTIJDEN

De valsnelheid van een druppel wordt berekend met l i t [7]:

[ 1

CD 3

4 d

Berekening van rho g bij 30

°c

en 1 atm Ideale gaswet:

v

~

R P T

~

24,86 10- 3

~~~

Met dit volume is de dichtheid van het gas te bepalen

= 0,828 kgjm 3

V

i

molecuulmassa Mmix

=

~ x i ' Mi

uit vergelijking (15) volgt vloeistofsnelheid vd = 6 mjs Berekening van de gassnelheid:

4 _rpg v g = 1T D2 rpg = 27,78 m3 js D 2,73 m hieruit volgt: v g

=

4,75 mjs 16 (15) (16)

Vg 1,15 rgas

₌

₌

sec Qg H Tv1

=

4,37 sec vI

-

v g

Controleren van Reynolds getal (Re):

_,

rhog v

~

d

irtr'

7

Re = --~~----~~~/= 7100

eta waarbij:

eta = 1. 5 10-5

Reynolds is nog voldoende laag om bij de berekeningen uit te kunnen gaan van een propstroom.

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

1.2.3 BERKENING VAN DE TEMPERATUURSSTIJGING IN DE KOLOM

Doordat er in de scrubber reacties plaatsvinden en gassen in de vloeistof oplossen zal de temperatuur in de kolom stijgen. Om deze temperatuursstijging te kunnen berekenen moeten de reactie-warmten van de verschillende reacties bekend zijn. Omdat er geen gegevens gevonden zijn over de vanadaten is gepoogd om voor deze molekulen een vormings enthalpie te berekenen. Dit is gedaan door de vormingsenthalpieën van de verschillende bindingen aan de hand van andere vanadium-zuurstof verbindingen te bepalen.

zie voor deze berekening tabel 3.

De verschillende reacties die een rol spelen staan vermeld in tabel 4 met hun reactiewarmten.

uit deze tabel blijkt dat er 95,255 10 5 kJ/hr vrijkomt. Deze energie zorgt ervoor dat de temperatuur van het waswater stijgt. Deze temperatuurstijging is gelijk aan:

- ~H AT

=

(17) Q bH = -95,255 10 5 kJ/hr Cp 4,2 kJLkg/oC Q

=

209 10 3 kg/hr

hieruit volgt dat: àT

=

11,9

°c

reacties in de scrubber:

(1) (H2 S )g - - > _{(H2 S )1 H -16,86 kJ/mol}

(2 ) _{(C0 2 )g} - > ~C02)1 H = -20,54 kJ/mol (3 ) _{2 H2S + 2 C03 - + 4 V0 3- + H20} - - >

4 OH- + 2 HCO~- + V4092- + 2 S H = _{-6,3 kJ/molH2 S}

( 4 ) HC03- + OH- - - > _{C03 - + H20 H} = -126,0 kJ/mol

(5) _{H2C03 + OH-} - -> _{HC0 3- + H20 H} = -134,4 kJ/mol

Er reageert volgens alle reacties dezelfde hoeveelheid, namelijk 3,132 10 4 mol/hr. De totale hoeveelheid warmte die nu vrijkomt is dan:

tabel 4 BEREKENING VAN DE VRIJKOMENDE WARMTE

reactie H (kJ/hr) (1) -5,281 10 5 (2 ) -6,434 10 5 ( 3 ) -1,973 10 5 ( 4 ) -39,468 10 5 (5) -42,099 10 5 TOTAAL -95,255 10 5 symbolenlijst: H enthalpieverschil kJ/hr

Cp

=

warmte capaciteit van water kJ/kg/oC Q

=

flow wasvloeistof kg/hr

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

1.3 HET OXIDATIEVAT

In het oxidatie vat vinden twee processen plaats. Ten eerste

oxidatie van het gereduceerde vanadaat en ten tweede het indikken van de zwavelsuspensie.

Regeneratie van het gereduceerde vanadaat gebeurt dmv het in-blazen van lucht in het regeneratievat. Hierdoor onstaat böVën de vloeistof een schuimlaag, waarin zich alle zwavel deeltjes

bevinden. Door deze schuimlaag te breken verkrijgt men een verrijkte suspensie met zwavel deeltjes. De overblijvende vloeistof kan terug gevoerd worden naar de waskolom.

Reacties die in het regeneratie vat plaatsvinden: Regeneratie van het gereduceerde vanadaat

[11)

Het uitstrippen van van c02

---> C02 + NaOH [12) De overall reactie is dan:

[13) De concentratie bicarbonaat zal nu dalen zodat de pH weer zal stijgen. Als in de waskolom meer C02 is opgenomen dan de

equivalente hoeveelheid OH- zal deze extra hoeveelheid er ook tijdens de regeneratie uitgestript worden. Hierdoor zal de in de waskolom verbruikte hoeveelheid carbonaat ook weer worden terug gevormd.

19

1.3.1 BEPALING VAN HET VOLUME VAN HET OXIDATIEVAT

n}

Doordat na de waskolom de hoeveelheid zwavel in de wasvloeistof slechts 0.5 % bedraagt, wordt de zwavel eerst geconcentreerd door middel van schuimvorming. Hiertoe wordt een schuimvormer aan de wasvloeistof toegevoegd. Vaak wordt er aan de vloeistof ook nog een collector toegevoegd. In het geval van zwavel kan de

hoeveelheid collector beperkt blijven omdat zwavel van zichzelf redelijk hydrophoob is en daarom makkelijk te floteren. Vervol-gens wordt er lucht in de frother geblazen. Deze lucht zorgt voor regeneratie van de wasvloeistof en bovendien voor een schuimlaag waarin de zwaveldeeItjes blijven zitten. Na de frother bevat de wasvloeistof 5 vol % zwavel.

In het artikel van Ellwood [8] is een verblijf tijd gegeven voor de oxidatie namelijk 5 - 7 sec. Wij hebben hiervan het gemiddelde genomen zodat r

=

6 sec

Als de verblijf tijd van de vloeistof en de toe te voeren lucht gelijk worden aan deze verblijf tijd, dan is het volume van de oxidator te berekenen.

Berekening van de hoeveelheid lucht:

We kunnen aan de hand van de hoeveelheid 02 die nodig is de hoeveelheid lucht berekenen.

De reactie is

De benodigde hoeveelheid 02 is dus:

~

*

751 = 375 m3/hr (1 atm, 20 °C).

Lucht bevat 21 % 02 en we nemen een overschot van 10% Dit houdt in dat de luchtflow 1793 m3/hr bedraagt.

Het totale debiet is dus

~v

=

1793 + 209

=

2002 m3/hr

het volume van het oxidatie vat is dan: V = ~v

*

r = 3.34 m3

20

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

In perry [3] is een formule gegeven waarmee het aantal cellen berekend kan worden. Deze formule luidt:

T G p N

=

v

T

=

6/3600 hr G

=

20 ton/hr P

=

1,753 m3 /ton V

=

3.34 m3

Als N met behulp van deze formule wordt berekend blijkt dat N kleiner is dan 1. Het is dus mogelijk om alle zwavel af te scheiden met deze verblijf tijd en indikkingsgraad

(18)

Hoever het zwavel wordt ingedikt hangt af van het punt waar de overloop geplaatst wordt. In figuur 2 is een voorbeeld te zien van een frother.

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

1.3.2 WATERVERLIES IN DE OXIDATOR

In de oxidator wordt echter gebruik gemaakt van omgevingslucht. De hoeveelheid water die hier verdampt is:

- De oxidator.

Voor de uitgaande lucht geldt: p*(30 °C) Voor de ingaande lucht geldt: p*(20 °C)

42.42 10 2 Pa

= 23.37 10 2 Pa stel dat de relatieve vochtigheid van lucht bij de omge-vings-temperatuur 60% bedraagt. Bij het verlaten van de regeneratiekolom is de lucht verzadigd met water (omdat het oppervlak waar de stofoverdracht plaats vindt groot is, wordt de stofoverdracht van water naar lucht is niet

limiterend verondersteld) .

Voor de ingaande stroom geldt:

Vin (ideale gaswet)

~air = 50.000 m3/dag M = 18 g/mol hoeveelheid water =

=

24.12 10- 3 m3/mol = 2083 m3/hr P Vin

Voor de uitgaande stroom geldt:

Vi n (ideale gaswet) = 24.94 10- 3 m3/mol

hoeveelheid water

=

P

*

(30) ~ai; M

P Vin

35.58 kg/uur

62.95 kg/uur

De totale hoeveelheid opgenomen water is dus gelijk aan 27.37 kg per uur.

N.B. Nog even terug naar de waskolom:

De gasstroom die de scrubber binnenkomt is verzadigd met water. Er is aangenomen dat de temperatuursdaling van het gas in de scrubber 5

°c

bedraagt. Het gas zal de scrubber dus verlaten met 30 °C. Hierdoor zal hdL L er wat water uit de gas stroom in de

vloeistof gaan zitten. Deze ophoping zal verwaarloosbaar klein verondersteld worden.

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

1.3.4 TEMPERATUURSDALING IN DE OXIDATOR

Als gevolg van het uitstrippen van e02 en het terugvormen van

V0 3 - zal de temperatuur in de oxidator dalen. De verdamping van water speelt hierbij een kleine rol. Hoeveel de temperatuur zal dalen is te berekenen op dezelfde manier als is gedaan bij de scrubber. De hoeveelheid warmte die nodig is is berekend in tabel 5.

De temperatuursdaling bedraagt: AT

=

10,5

oe

Als we deze daling vergelijken met de stijging in de scrubber, dan valt op dat de temperatuurs daling in de scrubber niet geheel teniet wordt gedaan in de oxidator. Toch zal de wasvloeistof niet per cyclus verder opgewarmd worden, omdat er warmte verliezen optreden naar de luchtstroom toe en bij verblijf in het buffer-vat. reacties in de oxidator ( 1) (2 ) ( 3 ) (4) (5)

tabel 5 BENODIGDE HOEVEELHEID WARMTE IN DE reactie #mol AH (kmol) kJ/hr ( 1) 15,66 0 (2 ) 31,32 6,434 105 ( 3 ) 31,32 42,099 105 ( 4 ) 15,66 34,863 105 ( 5 ) 1,78 0,723 105 TOTAAL 84,119 105 23 AH 0 kJ/mol AH 20,54 kJ/mol f1H

=

134,4 kJ/mol ÄH

=

222,0 kJ/mol-/< AH

=

40,68 kJ/mol OXIDATOR

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

1.4 BIJPRODUKTVORMING

In de regeneratiekolom vinden naast de oxidatie van vanadium ook andere (bijproduct)-reacties plaats:

2 NaHS + 2 02 Na2S203 + Na2C03 2 S + Na2C03 S + Na2 C03 - - > Na2S203 --> 2 Na2s03 - - > Na2S203 --> Na2S03 + _{H 2 0} + C02 + C02 + C02

Deze bijproducten hopen zich op in de vloeistofstroom wat ten koste gaat van de cabonaatconcentratie.

(14) [15) (16) (17) Volgens Linde [1) is de vanadiumoxidatie zo snel dat de

ver-blijf tijd in het oxidatievat laag gehouden kan worden en de bijproductvorming erg laag is. Per dag is de bijproductvorming

(hoofdzakelijk Na2S04) 0.01-0.05 gjltr.

Om de pH en de totale C-concentratie aan het begin van de

sproeikolom gelijk te houden moet deze hoeveelheid in de vorm van

C02 weer opgenomen worden. Dit kan door het toevoegen van NaOH:

H2C03 + OH- - - > HCO~­

HC03- + OH- - - > _{C0 3}

-(18) (19) Per verdwenen c032--mol moet dus tweemaal zoveel mol NaOH toege-voegd worden.

Dus:

0.01 - 0.05 7.04*10- 5 - 3.52*10- 4 moljltrjdag

M M

waarin M = molaire massa Na2S04 = 142 gjmol

2 M

Aantal kg toegevoegde NaOH = (19) dt

waarin M

=

molaire massa NaOH

=

40 gjmol

~

=

volumestroom vloeistof

=

2 105 ltrjuur Massa toegevoegde NaOH

=

1.12 - 5.63 kg NaOHjton S.

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

1.5 DE DECANTER

Voordat het zwavel gewonnen kan worden in de autoclaaf, moet

eerst het percentage zwavel vergroot worden. Dit kan gebeuren met behulp van een decanter. Volgens informatie die we verkregen

hebben van Linde is de gemiddelde deeltjesdiameter 10-5 m.

Door alle deeltjes af te scheiden die groter zijn dan 10-5 m en de kleinere deelt jes te recyclen, denken we een niet te grote

recyclestroom van zwaveldeeItjes te verkrijgen.

Voor het kleinste deeltje dat nog wordt afgescheiden geldt lit[3]:

0,5

Voor de afmetingen van de decanter volgt hieruit dat amb

=

141,9 m2 .

V w2 r

amb

=

g s

Er bestaat een relatie tussen r en s. r en s bepalen het scheidings vlak. Het zwavel moet opgewerkt worden tot een concentratie van 35 m%. Voor de decanter bevatte de vloeistof

(20 )

( 21) 5 m% zwavel. Het is ~us 7x geconcentreerd. Voor r en s moet dan gelden:

1

(22)

6

De lengte van de decanter kan berekend worden met: V L

₌

pi r 2 (23) De gegevens zijn: D100

=

10- 5 m eta

=

10- 3 PaS cp

₌

27,78 m3js _J rhos

=

2,07 kgLm3 •

J

o

g

=

9,8 mj s 2 25

Men kan 2 variabelen kiezen waarbij de andere 3 dan vast komen te liggen. In tabellen 6,7 en 8 zijn een aantal mogelijkheden

gegeven. Hierbij is tevens de verblijf tijd als kriterium aangehouden.

De andere kriteria zijn:

- lengte minimaal 2x de diameter - kiezen voor niet te grote w De beste keuze lijkt:

w

₌

50 l/s r

=

0,35 m s

₌

0,3 m V

=

0,5 m3 L

=

1,56 m T

=

90 sec

Deze keuze is gebaseerd op een niet te hoog toerental en te grote afmetingen.

1.6 HET STOOM-INJECTIE-SYSTEEM

De zwavel wordt van de vloeistoflaag gescheiden in een settler. Deze werkt bij een temperatuur van 135 °c en 3.13 Bar.

Deze temperatuur is gekozen in het gebied waarbij de zwavel

vloeibaar wordt (119.3 °C) en het gebied waar de viscositeit een grote sprong vertoond (160 °C). Het viscositeitsgedrag als

functie van de temperatuur wordt weergegeven in figuur 3.

De zwavel en de vloeistof laag worden gedispergeerd en verwarmd in een 'injection mixer' (zie figuur 4) met behulp van MP-stoom. Dit injectie systeem is direct in de settler (de autoclaaf) geinstalleerd.

De toegevoegde stoom moet de warmte leveren voor:

-1- Het smelten van zwavel en het opwarmen tot 135 °C. -2- Het opwarmen van de vloeistofstroom tot 135 °C. De warmtebalans wordt dus gegeven door:

WARMTESTOOM

=

OPWARMENzw S +OPWARMENZW L +OPWARMENVL +SMELTENZW

_,

_,

(24) waarin: WARMTESTOOM = <Pmp A Hc + <Pmp Cp,mp (Tmp - T) SMELTENZW = <Pzw A Hzw OPWARMENZW L

,

= <Pzw Cp, zw, I (T - Ts ) OPWARMENZW S

_,

= _{<Pzw C p, zW,s (T s - TO)}

OPWARM; ENVL <pvI Cp'vI (T - TO) Verklaring van de symbolen:

<Pmp <Pzw <Pvl gp,mp p, zw, I C A~~zw,s 4Hzw T Tmp TO s = = = = = = = = = =

massastroom middel druk stoom (T=220 °c, condensatietemperatuur = 180 ~)

massastroom zwavel

massastroom wasvloeistof soortelijke warmte MP-stoom

soortelijke warmte vloeibaar zwavel soortelijke warmte vast zwavel 0

condensatiewarmte MP-stoom (180 ~) smeltwarmte zwavel temperatuur autoclaaf aanvangstemperatuur stoom aanvangstemperatuur zwavel smelttemperatuur zwavel 27 (25) (26) (27) (28) (29)

•

•

•

•

•

•

•

•

Voor alle waarden van de soortelijke warmte, Cp' wordt een constante aangenomen. Als waarde wordt het gemlddelde genomen. Voor de soortelijke warmte van zwavel geldt[9]:

Vast zwavel Cp

=

(3,56 + 6,96 10- 3 T) 4.1868 Vloeibaar zwavel: Cp

=

(5,4 + 5 10- 3 T) 4.1868

(J/molK) (30) (J/molK) (31)

In de balans dienen de volge de waarden ingevuld te worden: <Pzw = 2.4 10 4 kg/dag <Pvl = 4.5 10 4 kg/dag ~p,mp = 4.2 10 3 J/kg/K p, zw, 1 = 934 J/kg/K C _{~~zw, s} = 830 J/kg/K = 2018 kJ/kg ê. l.. 4 Hzw = 38.52 kJ/kg T = 135

°c

= 408 K Tmp = 220

°c

= 493 K TO = 25

_°c

= 298 K Ts = 119

°c

= 392 K

7

Ingevuld levert dit:

WARMTESTOOM = <pmp 3.83 10 6

~ SMELTENZW '} = 9.24 10 8

:S

jc/aJ

uit vergelijking (24) volgt . ... " OPWARMEN ZW, L = 2.11 10 9 => nu: <Pmp 6.31 tonH20/dag

•

~

I

i 1

)

OPWARMENZW,s

, (

OPWA

T

NVL

= 3.18 = 2.08 = 10 8 _<Pmp = 0.263 tonH20/uur 10 10

1

3

'l2 ..

/O

!J

J~

I

"7

28

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

1.7 DE AUTOCLAAF

Om het resterende water van de zwavel te scheiden wordt gebruik gemaakt van een settler. De zwavel, die in vloeibare fase is door middel van de toegevoegde stoom, dient in de settler op een

temperatuur van 135 oe en een druk van 3.13 Bar gehouden te

worden. Men kan hier dus spreken van een drukvat (autoclaaf). De autoclaaf moet zo ontworpen worden dat er maximale scheiding kan optreden. Het volume moet zo ontworpen zijn, opdat de kleinste druppels, die men nog wenst af te scheiden het grensvlak kunnen bereiken. Het blijkt, dat de hierdoor gegeven afmetingen echter meestal zodanig uitvallen, dat het grensvlak de daar arriverende druppels niet voldoende snel door coalescentie kan absorberen. Er ontstaat dan de reeds genoemde druppellaag, waardoor de coales-centie aan het grensvlak wordt versneld (lit[4J). In het ontwerp van de settler wordt daarom ook met deze laag rekening gehouden. Omdat de af te scheiden druppels erg klein zijn, moet worden gezorgd dat de stroming door de apparaten zo rustig mogelijk is en dat wervelingen worden voorkomen.

In de settler komen deeltjes met een diameter van 10-5 m binnen. Nadat de deeltjes gesmolten zijn kan men verwachten dat de

deeltjes al vrij snel, doordat ze ~tj~~~en coaleseren, een diameter van 0.5 mm, of groter, hebben. In industriele settlers blijkt dat de hoogte van een coalescentielaag ligt tussen

(lit[4J) :

0.1 < Hc < 0.2

uit dit gegeven kan bij benadering gesteld worden dat:

[

₁

1/3

Qd Hc

=

c h (32)

A G_c

De dispersefase holdup, h, wordt gegeven door:

h = (33)

waarin:

Qd

=

1.55 10- 4 m3/s Qc = 4.75 10- 4 m3js

c = 0.025 (m/s)2j3 voor industriele systemen, waarbij in de waterfase zouten zijn opgelost (hierdoor wordt coalescentie sterk geremd) .

h = 0.326

Hc = stel 0.15 m

G_c

=

stel 100 sec

Bij een gemiddelde druppel diameter tussen de 0.5 en 1 mm liggen de coalescentietijden meestal in de orde van 50 tot 150 seconden. stel wij kiezen een coalescentietijd van 100 seconden.

•

•

•

•

•

Ingevuld in vergelijking (32) levert dit voor het scheidingsoppervlak:

A

=

0.166 m2

Kiezen wij, door instroomverschijnselen, het settler oppervlak 15 hoger dan geldt:

A = 0.191 m2

Het is gebruikelijk de hoogte van de settler vast te leggen op 5 tot 10 maal de hoogte van de coalescentielaag, met als minimum 0.5 meter.

Als settler wordt gekozen voor een verticale tank met een hoogte van 0.75 m en een diameter van 0.50 m (bij deze diameter: A

=

0.196)

Hiervoor geldt een volume van:

v

= 0.147 m3

Voor de verblijf tijd geldt dus:

V tau = = 233 sec •

~v

•

•

•

30

•

•

1.7.1 HET VERDAMPEN VAN DE OVERVERHITTE STROOM NA DE AUTOCLAAF

In de autoclaaf heeft de wasvloeistof een temperatuur van 135 oe en er heerst een druk van 3.13 Bar. In de kettle-type verdamper heerst een druk van 1 Bar. Komt de vloeistof in deze verdamper dan zal meteen een gedeelte verdampen. De temperatuur in de verdamper bedraagt 100 oe Het percentage dat verdampt kan als volgt berekend worden:

Hl,135

=

(I-x) Hl,100 + x Hg ,100 (34)

waarin:

Hl,135

=

567.5 kJ/kg Hg ,100

=

2676.0 kJ/kg Hl,100

=

419.1 kJ/kg

uit vergelijking 34 is nu x te berekenen: x

=

0.066

Per uur komt 1978 kg water uit de autoclaaf. Er verdampt dus 130 kg water per uur.

Verklaring symbolen:

x massa fractie waterdamp

Hl,135 enthalpie van water in de vloeistof fase bij 135 oe Hg ,100 = enthalpie van water in de dampfase bij 100 oe

Hl,10 0 = enthalpie van water in de vloeistof fase bij 100 oe

1.7.2 DE KETTLETYPE-VERDAMPER

Om de waterbalans kloppend te maken wordt gebruik gemaakt van een 'kettIetype' verdamper (zie figuur 5).

Na de autoclaaf heeft de vloeistof een temperatuur van 135 °C. Komt deze vloeistofstroom in de kettletype-verdamper van 100

°c

en 1 Bar dan zal meteen een gedeelte van de vloeistof verdampen.

verlaagd worden naar 1 Bar. Dit gebeurt over een klep en heeft als gevolg dat de vloeistof zich splitst in een damp en een vloeistof van 100 °C. Hierbij 0.130 ton waterdamp per uur.

Bij deze lage drukverdamper wordt de rompdiameter 2.5 maal zo groot als de uitwendige pijpbundeldiameter.

De waarde voor het volume van de dampruimte boven de vrije vloeistofspiegel, die min. 50 mm boven de pijpenbundel moet liggen, is gesteld op 40% van het rompvolume.

Een druppelvanger in de uitlaat garandeert een droge damp. Als verwarmingsmedium is gekozen voor MP-stoom. Dit wordt namelijk ook in de autoclaaf gebruikt. MP-stoom heeft een

condensatietemperatuur van 180 °C. Om de warmtebalans kloppend te maken moet nog 0.826 ton H20 per uur verdampen. Hiervoor is een warmte nodig van:

Q = ~d Hv = 517 kW waarin:

= 826 kg/uur = = 2257 kJ/kg

0.229 kg/s

De warmte die de stoom levert stellen we gelijk aan de condensa-tiewarmte van MP-stoom:

Q = ~mp Hc waarin:

Hc

=

2018 kJ/kg

Hieruit volgt dat ~mp

=

0.256 kg/s

=

922 kg H2o/uur Het verwarmend oppervlak kunnen we als volgt berekenen:

Q

A

=

2.28 m2 waarin:

32

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

f

}

Ud = stel 500 Btu/hr/ft 2/F = 2837 w/m 2/K (Bron []). T = 80

oe

Het verwarmend oppervlak wordt voor de zekerheid met 10% vergroot.

Dus A = 2.50 m2

Dit is een redelijk klein oppervlak. Gekozen wordt daarom ook voor een kleine warmtewisselaar (Zie tabel 8) met een vierkant patroon en een enkele passage:

D' ₁ 0.254 m d u

=

0.0254 m s

=

0.0318 m z

=

33 I

=

0.95 m I/Di

=

3.75

De lengte van de verdamper wordt ongeveer 20 % langer gekozen

(Lv

= 1.15 m)

De diameter van de verdamper wordt ongeveer 2.5 maal zo groot gekozen (Dv

=

0.65 m).

Het volume voor de vloeistof is gelijk aan 60% van het rompvolu-me, dit volume moet echter nog wel gecorrigeerd worden voor het volume dat de pijpenbundel in beslag neemt:

z

v

=

0.366 m3 (35)

4 4

Hieruit kan de verblijf tijd berekend worden:

v

verblijf tijd

=

=

671 sec

<Pv

Waarin:

<pv

=

<pm/rho

=

0.589/1080

=

5.46 10- 4 m3/s

Ten opzichte van de autoclaaf is er 40% van de vloeistofstroom verdampt. Een nadeel in de verdamper zou de neerslag van

carbonaten zijn. Dit zal namelijk de concentratie van carbonaat in de oplossing veranderen en tevens de warmteoverdracht in de verdamper verminderen. Men zal dan ook moeten verhinderen dat calciumcarbonaat zal neerslaan. De wasvloeistof moet daarom

7

bereid worden uit gedestilleerd water.

Î

I /

f.

~J

ti

/1

VI"'; 1""

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

2.0 DE POMPEN

Voor de berekening van het pompvermogen is het noodzakelijk om de opvoerhoogte van de pomp te berekenen. Hiertoe kan men

de volgende formule gebruiken lit[3]:

Hman = + Z2 (36)

rho g

Het laatste deel van deze formule kunnen we weglaten omdat er geen verschil bestaat tussen aanzuigsnelheid en de uitvloei-snelheid. De statische opvoerhoogte is nu nog niet bekend omdat men nog niet weet hoe de plant er in werkelijkheid uit gaat zien. We nemen hier een standaard hoogte voor Z2 - Zl = 5m.

Bovendien nemen we aan dat Cl

=

C2

De drukval ten gevolge van wrijving aan de wand en meetapparatuur

kan berekend worden met de volgende formule:

P1

-

P2 = 1/2 rho

c

2 (f 4/Di L + Kw) (37) De waarde voor f wordt gehaald uit Crane (lit[10]). Als er

zwavel deelt jes in de vloeistof zitten wordt f 3x zo groot. Voor de waarde van Kw nemen we een constante waarde van 10. Het pompvermogen kan dan berekend worden met

Q rho g Hman

W

₌

(38)

eta

eta

=

0.6 als er zwavel deeltjes in de vloeistof zitten eta

=

0,8 als de vloeistof vrij is van zwaveldeeltjes

De waarde voor eta is laag als er zwaveldeeltjes in de vloeistof

7

zitten, omdat dan gebruik wordt gemaakt van geperforeerde

waaiers. Dit is noodzakelijk om~ te grote slijtage van de waaiers te voorkomen.

Er zijn 2 pompen in het systeem geplaatst. De eerste pomp wordt na de oxidator geplaatst en pompt de vloeistof met zwaveldeeltjes naar de decanter. Dit is pomp 1;8De tweede pomp wordt na het

buffervat geplaatst. Deze pomp pompt de wasvloeistof terug naar de waskolom. Deze pomp wordt pomp 2 genoemd.

f

}

2 • 1 BEREKENING VAN HET VERMOGEN VAN POMP 1

Het debiet van de pomp bedraagt 4,53 10- 3 m3/s

De dichtheid rho

=

1130 kg/m 3

~,-?

F

tJ-M/

1

stel D

=

0,08 Q v =

=

0,503

mis

7r D2/4 f

=

0,04 stel L = 30 m invullen in (37) geeft: A P = 1 10 4 Pa

De opvoerhoogte kan nu berekend worden met (36): Hman = 5.90 m

Het vermogen van de pomp is dan volgens formule (38), met eta = 0,6

W = 275 Watt.

1/::: Ot 3

~

I.

.il;l

.: 3 ) ' ....;~

•

•

2.2 BEREKENING VAN HET VERMOGEN VAN POMP 2

De waarden voor de verschillend variabelen zijn:

Q = 53,1 10- 3 m3js D = 0,2 m v = 1,69 mjs f = 0,0167 bP = 0,412 10 5 Pa Hman = 8,89 m

Het vermogen van de pomp bedraagt dan, met eta

=

0,8: j W = 6245 Watt l t· ,-

-7t

:-36 <; -;-", ") .P -

--I 0...,) ~ "(

~7lA11.

0 ;

'J

• 10

:-/{

",I'

-

>

t;;.

~/~/

•

3.0 KOSTENANALYSE

Het berekenen van de investering voor het neerzetten van een fabriek, wordt gedaan met behulp van een aantal verschillende methodes l i t [11]. Bovendien wordt er een lokatiefaktor berekend voor 1985 omdat de berekende bedragen gebaseerd zijn op prijzen in dollars uit een ander jaar.

De lokatiefactor kan berekend worden met behulp van de Encost indices en de volgende formule.

L(2)$_->fl

ind(l)$ ind(2)fl par(l)

--- *

L(l)$-->fl (39) ind(2)$ ind(l)fl par(2)

~

Uit tabel 9 volgt dat de L(1985)$ __ >fl

=

o,~

In de investering zijn 4 groepen te onderscheiden te weten:

Proces eenheden en de indirectekosten daarvan 64% van de gehele investering

Hulpapparatuur en de indirectekosten 16% van de gehele investering

Licenties, Knowhow, opstart en preoperationele kosten 14% van de gehel investering

werkkapitaal

6% van de gehele investering

tabel 9 BEREKENING VAN DE LOKATIE FACTOREN jaar 1978 1985 1986 encost index $ 1,27 2,13 2,19 encost index fl 1,22 1,57 1,59 pariteit 2,26 3,59 2,81 lokatie factor 1,12 0,54 0,6 37

7

1

3.1 BEREKENEN VAN HET FIXED CAPITAL

In het fabrieksvoorontwerp worden alleen IH en IB meegenomen, ook wel het Fixed capital (IF) genoemd. Er zullen een aantal

schattingen voor IF berekend worden met behulp van de omzet methode, de methode van Zevnik Buchanan en de1raylor methode.

3.1.1 DE OMZETMETHODE

De omzet bestaat uit de verkoop van zwavel. Per dag wordt er 24

to~ avel geproduceerd. De verkoop prijs van zwavel is fl 10,,-/kg

f

D et bedraagt dan 92 Mfl per jaar. Als de turnoverratio (r) gelijkgesteld wordt aan 1,5 dan is een sChatting voor de

investering volgens de omzetmethode:

V 92*10 6

IF

=

=

= 61,3 Mfl

r 1,5

De totale investering bedraagt 61,3/0,8

=

76,63 Mfl

38

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

3.1.2 DE METHODE VAN ZEVNIK BUCHANAN

De berekening~van de investering volgens de omzetmethode is een

zeer grove be~adering. Een betere benadering kan gevonden worden door het toepassen van zo genaamde stappenmethoden. Een daarvan is de methode van Zevnik Buchanan. Volgens deze methode wordt elk apparaat appart bekeken op zijn doorzet en de maximale druk en temperatuur die in het apparaat kunnen heersen. Aan de hand hiervan wordt een complexiteits factor berekend aan de hand waarvan dan de kosten van het apparaat geschat kunnen worden.

uit tabel 10 blijkt dat IB(1978)

=

24,94 MS.

IB(1985)fl

=

IB(1978)S LS-->fl Par Ind S(1985)/ Ind S(1978) (41) IB(1985)

=

84,34 Mfl

De totale investering bedraagt dan 1,25

*

IB

=

105,42 Mfl

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

3.1.3 DE TAYLOR METHODE

Een andere stapmethode is de Taylor methode. In deze methode worden naast de procesunits ook de processtromen die de proces-units met elkaar verbinden meegenomen. Er wordt eerst een

costliness factor berekend die afhangt van de flow die de

procesunits met elkaar verbinden, het soort materiaal dat wordt gebruikt en de temperatuur en druk die in de procesunit heersen. Aan de hand van de costliness factor kan dan een schatting van IB worden berekend.

IB(1978) = 93 f pO,39 CI/300 = 27,82 M$ (42)

met de waarde van de costlinessfactor uit tabel 12 volgt uit (41)

IB(1985) = 90,45 Mfl

De totale investering bedraagt dan 113 Mfl.

tabel 12 BEREKENENVAN IB mbv TAYLOR

procesunit rel. fl mat

o

en R PIT score cost-liness

cos

verw 8,8 1 0 2 11,8 22 condensor 8,8 1 0 0 8,8 10 scrubber 11 1 0 0 12 23 oxidator 10 1 0 0 11 18 decanter 6 1 0 0 7 6,3 autoclaaf 2 1 0 0,5 3,5 2,5 verdamper 1 1 0 0 2 1,7 buffervat 10 1 0 0 11 18

OPSLAG extra Ilcostlinessindex 101,5

I

stoom 2 1 0 1 4 2,8

lucht 1,5 1 0 0,5 3 2,2

gas 8,5 1 1 0 10,5 16

zwavel 0 1 1 0 2 1,7

I1 costliness index totaal

I

124,2

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

3.2 KOSTENBEREKENING

Het bedrag van de investering dat gebruikt kan worden om de kosten van de plant te berekenen moet eerst bepaald worden. Een afweging hierbij is dat bij de methode van 1raylor rekening gehouden wordt met de opslag van grondstoffen. Dat is bij dit fabrieksvoorontwerp overbodig omdat de fabriek meestal naast een andere fabriek gebouwd zal worden die een gas stroom met H2S

produceerde Omdat deze fabriek naar alle waarschijnlijkheid ook stoom produceert hoeft er geen rekening gehouden te worden met opslag van grondstoffen. Als men dit bij de methode van Taylor achterwege laat komt men uit op IF = 98,3 Mfl. Omdat dit bedrag in de buurt ligt van het bedrag dat met de methode van Zevnik Buchanan is berekend maken we bij de berekening van de kosten gebruik van het gemiddelde van deze twee bedragen als bedrag dat nodig is voor de investering te weten IF

=

101,9 Mfl.

De kosten zijn te onderscheiden in 3 groepen: 1) direkte kosten

2) indirekte kosten 3) algemene kosten 3.2.1 DIREKTE KOSTEN

oirekte kosten zijn kosten die direkt terug te voeren zijn op het in bedrijf zijn van de plant en op de geproduceerde hoeveelheid. De direkte kosten zijn te slitsen in omzetafhankelijke-,

semivariabele-, en investeringsafhankelijke- kosten. De omzetafhankelijke kosten ~pl

Dit zijn de kosten van hulp- en grondstoffen. kosten van stoom (5,6 ton / j~ar) 2,2 Mfl

lucht /" ( 0 Mfl i

De semivariabele kosten (KLl

Dit zijn de kosten voor loon, onderhoud en royalties

De kosten voor de royalties zijn op twee manieren te betalen. De eerste manier is een bedrag van 15% van IF ineens(15,29 Mfl), waarbij dat bedrag over 10 jaar wordt geamortiseerd. Een tweede manier is om jaarlijks een bedrag te betalen dat 2,5% van de toegevoegde waarde bedraagt.

Volgens de eerste manier bedragen de jaarlijkse kosten voor de royalties met een rentevoet van 8% 2,28 Mfl per jaar. Bij

berekening van de jaarlijkse kosten van de royalties volgens de tweede manier is dit 2,3 Mfl per jaar. Het maakt dus niet uit op welke manier de royalties betaald worden.

•

De loonkosten kunnen worden berekend als bekend is hoeveel

funktieplaatsen er ingevuld moeten worden op de plant. Met behulp van de ~esselrelatie kan het aantal funktieplaatsen bepaald

worden. De Wesselrelatie luidt als volgt:

Manuren 1

tonprodukt k

*

(capaciteit/dag) 0,76 (43) Voor een kontinu proces is k

=

1,7

uit tabel 13 volgt dat er 79 manuren/dag nodig zijn. Dit komt overeen met 79/24

=

3,30 funktieplaatsen. Dit komt weer overeen met 17 banen. De loonkosten bedragen dan 17

*

55.000 = 0,94 Mfl. kosten voor onderhoud ( 4% IF) Km

=

4,08 Mfl

royalties (15% IF KR

=

2,30 Mfl loon _{Kl o}

=

0,94 Mfl

+

KL

=

7,32 Mfl De investeringsafhankelijke kosten

Deze kosten bestaan uit het afschrijven van het geinvesteerde bedrag en uit verzekerings kosten.

De afschrijving geschiedt over een periode van 10 jaar met een rentevoet van 8%.

kosten van afschrijvingen

verzekering 0,5% omzet

15,19 Mfl 0,46 Mfl KI

=

15,65 Mfl De totale direkte kosten bedragen dus:

Kp + KL + KI

=

25,17 Mfl

+

Een eerste benadering van de totale jaarlijkse kosee~ kan nu gemaakt worden aan de hand van de volgende formule:

KT

=

1,13

*

Kp + 2,6

*

_{Kl o + 0,13}

*

IF

=

18,18 Mf

)

42

(44) (45 )

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

3.2.2 INDIREKTE KOSTEN (Kol

Deze kosten bestaan uit de plantoverhead, welke te berekenen zijn met de volgende formule:

KO = 0,015

*

IF + 0,45

*

_{Kl o}

Invullen van de bedragen voor IF en Kl o geeft een waarde voor KO = I, 95 Mfl.

3.2.3 ALGEMENE KOSTEN (KAl

(46)

De algemene kosten bestaan uit verkoop-, administratie-, en researchkosten. Een benadering van deze kosten wordt verkregen door 5% van de omzet te nemen.

KA = 0,05

*

92 = 4,6 Mfl 3.3 RESUMé

IJ

direkte kosten 19,60 Mfl . / indirekte kosten 1,57 Mfl -

/(

algemene kosten 4,60 Mfl + TOTAAL 25,77 Mfl

De totale jaarlijkse kosten bedragen KT

=

25,77 Mfl.

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

3.4 BEREKENEN VAN EEN AANTAL KARATERISTIEKE WAARDEN

De jaarlijkse brutowinst (Wb) kan berekend worden door de

jaarlijkse kosten van de opbrengst uit het zwavel af te trekken. Wb = 92 - 31.72 = 60,28 Mfl

De pay out time (POT) bedraagt:

POT = = 1,24 jaar

(opbrengst - Kp - KL)

De return on investment (ROl) bedraagt met een belastings percentage van 50%:

ROl = 0,5

*

Wb / IF = 30%

Dynamische berekening van de POT

Bij de hiervoor gaande berekeningen wordt de waardevermindering van de gulden in de tijd niet meegerekend. Tevens wordt de,rente over de afschrijvingen als kostenpost gezien, hetgeen allè~ het geval is als als de investering voor 100% uit vreemd vermogen bestaat. Er bestaan ook dynamische methoden die wel rekening houden met de waarde vermindering van de gulden door middel van een discountfactor DR. Een van deze methodes is de present worth methode uit tabel 14 volgt:

POTdyn < 3 jaar

Dit betekend dat de investering na 3 jaar is terug verdiend. Na deze periode houdt men bovendien 13,7 Mfl over.

tabel 14 BEREKENEN VAN POT mbv DE PRESENT WORTH METHOD jaar _Cf D· ₁ waarde 0 -101,9 0,961 -97,9 1 45,33 0,887 40,21 2 45,33 0,819 37,13 3 45,33 0,756 34,27 winst na 3 jaar 13,71 44

4.0 VERGELIJKING MET HET STRETFORD PROCES

In de gepubliceerde artikelen (lit [1] en [13]) worden de

rendementen en de kosten van het SULFOLIN proces vergeleken met het CLAUS proces. Bekijkt men het Sulfolin proces echter nader dan zal opvallen dat er grote overeenkomsten zijn met het

STRETFORD proces.

Bij lage H2S concentraties zullen het Stretford proces en het Sulfolin proces z

a

l

n economisch rendabel zijn ten opzichte van het Claus proces. Bij hoge concentraties van H2S zal de druk in de scrubber hoger moeten worden. Om toch regeneratie in het oxidatievat te krijgen moet:

of de lucht gecomprimeerd worden.

of het drukverschil tussen de scrubber en de oxidator aangepast worden.

De operatiekosten zullen hierdoor hoger worden waardoor het Claus proces economisch rendabeler zal worden. Zie figuur ~.

Om de verschillen aan te tonen tussen het Stretford en het

Sulfolin proces zal eerst het Stretford proces globaal beschreven worden.

Het Stretford proces bestaat uit twee delen. Het eerste deel zuivert de gasstroom van H2S en het tweede deel werkt het gevormde zwavel verdeYop.

Het eerste deel bestaat uit een waskolom en een oxidatievat. De totale reactie van het Stretford proces wordt gegeven door:

Deze reactie vindt plaats in de volgende stappen:

1. De reactie met waterstofsulfide met het natriumcarbonaat:

2 • In de waskolom reageert het NaHS volledig met het vanadaat (NaV0 3 ) naar het gereduceerde vanadaat (Na2V409)'

natriumhydroxide (NaOH) en een zwavel product.

3. Eveneens in de wasolom ontstaat door middel van ADA het NaV03 weer terug:

4 NaVo3 + 2 ADA(gereduceerd)

4. In de oxidator wordt het gereduceerde ADA weer geoxideerd. Tegelijkertijd worden de zwaveldeeItjes door het schuim afgescheiden.

Vergelijken we dit proces met het Sulfolin proces dan blijkt het verschil in de oxidatiereactie te liggen. Bij het Stretford

proces vindtt de oxidatie van Na2V409 plaats door middel van ADA

(= Anthroquinone Disulfonic Acid). Deze ADA zal in de oxidator weer geoxideerd moeten worden.

Bij het Sulfolin proces zal de oxidatie van Na2V409 plaatsvinden in slechts één stap. Dit kan door middel van een promoter. De samenstelling van deze promotor is helaas geheim. (Zie bijlage

4) •

Het vergelijken van deze processen op basis van kosten bleek niet mogelijk. De processen zijn namelijk zo gelijkend dat veel

nauwkeurigere informatie nodig is.

Het bepalen van de kosten op de manier die gegeven is in het diktaat is hiervoor veel te onnauwkeurig.

Er kan wel een voorzichtige conclusie getrokken worden. Aangezien de regeneratie van het Na2V409 in twee stappen geschiedt is hier meer kans op bijproduktvorming. Hierdoor zal de concentratie van de carbonaat ionen afnemen. De wasoplossing zal dus vaker

vervangen moeten worden. Bovendien vinden in de waskolom drie reactiestappen plaats. De hiervoor benodigde tijd zal dus meer zijn dan bij het Sulfolin proces. Rekening houdend met deze faktoren, maar er tevens van uitgaande dat de gegevens over

bijproduktvorming en reaktiesnelheden juist zijn, zou de voorkeur uitgaan naar het Sulfolin proces.

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

5.0 LITERATUURLIJST

[lJ M.P. Heisel, F.J. Marold, New gas scrubber removes H2S, Gas processing developments,Hydrocarbon Processing, april 1987, 35-37

[2J Wimmer en Joachim, Zie bijlage.

[3J J.H. Perry, Chemical business handbook, NY, Mc Craw-Hill, 1954

[4J F.J. Zuiderweg, collegediktaat Fysische scheidingsmethoden, TU Delft, deel 2, datum

[5J E.J. de Jong, W.J.B. v.d. Bergh, Collegediktaat Apparaten voor de Procesindustrie, deel 3, TU Delft, 1978

[6J P.J. v.d. Berg, W.A. de Jong, Introduction to Chemical Process Technology, DUM, 2 e editie, 1983

[7J J.M. Smith, E. Stammers, L.P.B.M. Janssen, Fysische Transportverschijnselen, DUM, 1981

[8J P. Ellwood, Meta-Vanadates Scrub Manufactured Gas, Chemical Engineering July 1964, 128-130.

[9J Th. W. de Loos, H.J. van der Kooi, Collegediktaat Toegepaste thermodynamica en fasenleer, TU Delft, 1985

[10J CRANE, Flow of Fluids, Chigago, 1957

[llJ A.G. Montf8rt, Collegediktaat De Chemische Fabriek, TU Delft, 1986

[12J T. Nicklin, E. Brunner, How Stretford Process is Working, Hydrocarbon Processing & Petroleum Refiner, Vol 40, No 12, 1961

[13J G. Weber, Sulfolin prozess fur H2S Entfernung, Erdol und Kohle, Deel 39, 1986

[14J M. Heisel, G. Weber, Schwefelentfernung aus Gasen und Schwefelruckgewinnung, Linde Berichte aus Technik und wissenschaft, deel 56, 1984

6.0 BIJLAGEN