Reiniging van uitlaatgassen ten behoeve van CO2-bemesting in de glastuinbouw met behulp van ureuminjectie in een radial flow reactor

.

ftrti

FVO Nr.

Fabrieksvoorontwerp

Vakgroep Chemische Procestechnologie

Ondenverp

Reiniging van uitlaatgassen ten behoeve van

CO

2

-bemesting in de glastuinbouw met behulp

van ureuminjectie in een radial flow reactor.

Auteurs

Johan ten Cate

George Choy

Jeroen den Hollander

Telefoon

01820-70936

010-4141878

015-618802

Datum opdracht : 19 april 1994

Datum verslag

: 6 oktober 1994

Fabrieksvoorontwerp nr. 3104

Delftse NO!/ureumproces:

Reiniging van uitlaatgassen van WK-installaties ten

behoeve van CO₂-bemesting in de glastuinbouw met

behulp van ureuminjectie in een radial flow reactor.

J. ten Cate van de Puttestraat 105 2804 JL Gouda 01820-70936 G. Choy West Kruiskade 37Ä 3014 AK Rotterdam 010-4141878 J.L. den Hollander E. du Perronlaan 346 2624 NC Delft 015-618802 Begeleider: dr. ir. P.M. Lugt

Coördinator: ir. C.P. Luteijn

datum opdracht: 19 april 1994 datum verslag: 6 oktober 1994

INHOUDSOPGAVE

Samenvatting

1 Inleiding . . . . 2 Uitgangspunten van het ontwerp . . . . 3 Keuze van de processtructuur . . . . 4 Ontwerp/berekening van de apparatuur . . . . 4. 1 Oxydatiekatalysator . . . .

4.2 Waterquench, ureum en verstuiver . . . .

4.3 Verdamping en ontleding van de ureumoplossing . . . .

4.3.1 Verdamping van de nevelstraal . . . .

4.3.2 Ontleding van ureum . . . . 4.4 De radial flow reactor . . . .

4.4.1 stromingsrichtingafhankelijkheid van maldistributie

4.4.2 Invloed van de maldistributie op de conversie . . . .

4.4.3 Drukval over de reactor . . . . 4.5 Ammoniak-slip in de reactor . . . .

4.6 warmtewisselaar . . . .

4.6.1 Shell and tube heat exchanger . . . .

4.6.1.1 Warmtewisselend oppervlak . . . . 4.6.1.2 Dimensies . . . . 4 . 6 . 1 . 3 Drukva 1 . . . . 4.6.2 Luchtkoeler . . . . 4.6.2.1 Dimensies . . . . 4 . 6 . 2 . 2 Drukva 1 . . . . 4 . 7 Pompen . . . . 4 . 7 . 1 Ureumpomp . . . . 4 . 7 . 2 Quenchpomp . . . . 4 . 7 . 3 Compressor . . . . 4. 7 .4 Koelwaterpomp . . . . 4 . 7 . 5 Condenspomp . . . . 4 . 7 . 6 Blower . . . . 4.8 Afsluiters . . . . 4.9 Drukval over het proces . . . .

4.10 Symbolenlijst . . . . 5 Massa- en warmtebalans . . . . 6 Overzicht specificatie apparatuur . . . .

6.1 Specificatieblad reactoren . . . .

6.2 Apparatenl i j st voor pompen . . . .

6.3 Apparatenlijst voor blower en compressor . . . .

6.4 Specificatieblad warmtewisselaar . . . . 6.5 Specificatieblad warmtewisselaar . . . . 7 Procesregeling . . . . 7.1 Temperatuurcontroller . . . . 7.2 Ureumregeling . . . . 7 . 3 Drukregelingen . . . . 7.4 NOl( - en CO-sensoren . . . . 8 Procesveiligheid . . . . 8.1 Veiligheid-, gezondheids- en milieu-aspecten . . . . 8.2 HAZOP-analyse . . . . 9 Kosten . . . . 9. 1 Investeringskosten . . . . 9.1.1 Methode van Taylor . . . . 9.1.2 Meer gedetailleerde methode . . . . 9 . 2 Var iabele kosten . . . .

1

G.C.

2

G.e.

5

JtC

6 6 6

1

.

7 7

Iel

H

8 9 11 11 16 19

J

.~

H

21 22

rtL

22 25 27 28 29 30 31

}f

L 31 31 31 32 32 32 32

Jt

(

33

ft

C. 35 '

37

-r

H ..

41 41 42 42 43 44

!il~.(.

45.l 45' 46 l 46 ~.( 46 \ 49J 49 49 49

G.

(

-51

9.3.3 Internal rate of return . . . . 9.3.3.1 Analytische methode . . . . 9.3.3.2 Grafische methode . . . . 9 . 4 Produktkosten . . . . 9.5 subsidie- en belastingregelingen . . . . 9 . 6 Resultaten . . . . 9.7 Symbolenlijst . . . . 10 Conclusies en aanbevelingen . . . . Literatuur . . . . Bijlagen 1: Offerte oxydatiekatalysator 2: Afmetingen oxydator 3: Massastroom quench 4: Verstuiver

5: Benodigde buislengte door verdamping ureumoplossing1 6: Benodigde buislengte door verdamping ureumoplossing2 7: Benodigde buislengte door ontleding ureum

8: Drukval radial flow reactor 9: Efficiency vins

10: Pompen 11: Afsluiters

12: Berekening van de investerings- en variabele kosten 13: Berekening van de POT

14: Berekening van de ROl

15: Berekening van de IRR (analytisch) 16: Berekening van de IRR (grafisch) 17: Subsidie voor NOx-reductie

18: Vereenvoudigd schema van een bedrijfsgeldhuishouding

52 ) 52

I

52 I 53 ( _{\) .(} ,

_.

53 / 54 54 . 55

I-I

ile,

~ 56

SAMENVATTING

Het uitgangspunt van dit ontwerp was de reiniging van

uitlaatgassen van warmte/kracht-koppelinginstallaties, met behulp van ureuminjectie in een radial flow reactor, ten behoeve van CO2-bemesting in de glastuinbouw. Het streven was hierbij de drukval en de kosten over het gehele proces te minimaliseren.

Dit proces is doorgerekend voor een afgasflow van 3000 Nm3/h, een kasoppervlak van 2 hectare en een gebruiksduur van 4600 en 7300 uur per jaar.

Er is gekozen voor een configuratie waarbij de afgasstroom eerst door een monolietoxydator gaat, waarbij oxydatie van CO en aanwezige koolwaterstoffen plaatsvindt. De temperatuur van het afgas is te hoog voor de katalysator in de radial flow reactor, daarom wordt er gekoeld met een quench van water, die samen met een ureumoplossing wordt verstoven tot een nevel die vervolgens in een buis wordt gemengd met het afgas, waarna het ureum ontleedt tot NH3. Vervolgens vindt de omzetting plaats van NO_x in een radial flow reactor, door middel van selectieve katalytische reductie met NH3 tot N2.

De radial flow reactor bestaat uit twee concentrische ringen van gaas waartussen de katalysator DN110 (V20s/Ti02/W203) is gestort.

De gasstroom gaat axiaal de reactor in en stroomt radiaal door het katalysatorbed. Hierna wordt het gezuiverde gas gekoeld, waarbij de aanwezige waterdamp grotendeels wordt gecondenseerd en afgevoerd, alvorens het in de kas kan worden geleid.

Mogelijke NH3-s1ip wordt in het condens opgelost. Er zijn twee koeler-condensors ontworpen, een shell and tube heat exchanger

(beste stofoverdracht van NH3) en een luchtkoeler (beste warmteoverdracht) .

Er werd gestreefd naar een totale drukval over het gehele proces van 10 tot 20 mbar. Dit bleek niet haalbaar. De radial flow reactor heeft een gunstig lage drukval van 8 mbar, wat relatief laag is. De koeler-condensor neemt 10 mbar voor z'n rekening. Met nog eens 8 mbar over de monolietoxydator en wat drukval over het leidingwerk wordt de totale drukval 31 mbar. Omdat de gasmotor dit drukverschil niet kan overwinnen moet een blower worden toegevoegd. Het gereinigde gas voldoet aan de gestelde eisen.

Het proces is bij een bedrijfsduur van 4000 uur per jaar rendabeler dan bij 7300 uur per jaar. Bij de bedrijfsduur van 4000 uur per jaar is de pay out time 1.5 jaar, de return on investment 27.9% en heeft het proces een internal rate of

return van 41.0%. De totale investeringen komen op Nfl 106730,-De kostprijs van CO₂ is 3.7 cent per kg. Dit maakt het proces rendabel

1 INLEIDING

Sinds 1970 wordt er aan de TU Delft onderzoek verricht naar de Nox-verwijdering uit afgassen.

In 1979 volgde uit dit onderzoek, dat alleen met NH₃-achtige verbindingen selectieve reductie mogelijk rendabel was, dit in tegenstelling tot het proces met zuurstof. Dit werd verklaard uit de reactiemodellen, die voor beide processen anders

verlopen.

Nadat dit onderzoek was afgesloten ontstond er pas in 1983 weer interesse, omdat men CO₂-bemesting in de glastuinbouw wilde toepassen. Hiervoor kan men de verbrandingsgassen van verwar-mingsinstallaties benutten. Bij centrale verwarmingsinstalla-ties kan men de afgassen na verdunning met lucht zo in de kassen leiden. Voor de assimilatiebelichting betrekt men de electriciteit van het openbaar net.

Omdat het verbruik van gas en electriciteit in de glastuinbouw steeds maar steeg, vond men in warmtejkrachtkoppeling een

alternatief. Naast een kleine CV-installatie voor pieken in de warmtebehoefte, wordt een WK-installatie gebruikt. Tezamen wordt dit een TE (Total Energy)-installatie genoemd. Bij de verbranding in de motoren van een WK-installatie wordt 55% van de energie omgezet in warmte en 35% in mechanische energie, die weer in electriciteit wordt omgezet voor de

assimilatieverlichting.

Het probleem is dat die afgassen ook NOx' CO en etheen bevat-ten. Deze zijn al in kleine hoeveelheden schadelijk voor gewassen en zouden zo het groeistimulerend effect van CO₂ te niet doen. Etheenverwijdering vindt plaats door oxydatie. Voor NOx-verwijdering past men selectieve katalytische reductie toe. Hierbij wordt een toegevoegde reactant gebruikt om de stik-stofoxyden om te zetten in stikstof. NH₃ zou men kunnen toepas-sen als reagens, ware het niet dat de veiligheidsvoorschriften het gebruik in tuinbouwkassen bemoeilijken. Als reagens kwam men uiteindelijk op ureum. Men experimenteerde eerst met reactorbedden bestaande uit ureumprilIs. Hierbij vond onder andere directe reactie plaats tussen het ureum en de stikstof-oxyden. Maar het ureum ontleedde ook. De ontledingsprodukten reageerden daarna pas in de SCR-reactor (selective catalytic reduction) met de stikstofoxyden. Deze procesvoering had als grootste nadeel dat er polyrneerachtige afvalprodukten overble-ven. Als alternatief kwam men op de verstuiving in de reactor van een ureumjwateroplossing. Bij dit proces kon men ook hogere temperaturen gebruiken zodat de ontleding van ureum sneller plaatsvond. Bovendien wordt de reactiesnelheid hierdoor ook verhoogd. Hierdoor is er minder katalysator nodig. Voor de reductiestap gebruikte men een monolietreactor. De resultaten met deze reactor waren goed. Maar men wilde ook andere reacto-ren bekijken. Hiervan is de radial flow reactor er één. Het grootste voordeel van deze reactor is de lage drukval. Voor dit fabriekvoorontwerp staat deze reactor centraal in de procesvoe-ring.

Voor andere processen voor NOx-verwijdering, die onderzocht en ontwikkeld zijn, wordt verwezen naar de literatuur (Novem, 1993) .

2 UITGANGSPUNTEN VAN HET ONTWERP

Het uitgangspunt van dit ontwerp is de verwijdering van NO x uit afgassen door middel van selectieve katalytische reductie

(SCR). Hierbij worden de stikstofoxyden met ammoniak en zuur-stof als reagentia omgezet in stikzuur-stof en water.

(2.1)

(2.2) De voordelen van selectieve reductie boven niet-katalytische reductie zijn (Wypkema, 1991):

-hogere NOx-c~nversie met minder reactant slip

-lagere reactletemperatuur

-minder N₂0 als bij produkt

Omdat de toepassing van NH₃ in een tuinbouwkas gevaarlijk is,

wordt er ureum gebruikt. Ureum ontleedt namelijk bij hogere temperatuur in ammoniak en koolstofdioxyde volgens het volgende mechanisme:

(2 .3)

(2.4)

(2.5)

Voor de deNOx-reactor wordt er naar een zogenaamde radial flow reactor gekeken. Deze bestaat uit twee concentrische ringen van gaas, waartussen katalysatormateriaal is gestort. De gasstroom gaat de reactor in axiale richting in en zal daarna radiaal door het katalysatorbed stromen. Voor de stroming door de reactor zijn er verschillende configuraties mogelijk die

invloed op de conversie kunnen hebben (zie paragraaf 4.4). Er

is een ontwerp met deze reactor uitgevoerd, omdat men een lage drukval over het hele proces wil hebben. Het streven is dat de

drukval zo laag mogelijk is (orde grootte 20 mbar). Deze

drukval wordt door de motor en een blower opgebracht. Men wil een lage drukval omdat de gasstroom vrij groot is. Deze

bedraagt 3000 Nm3/h. Een hoge drukval zorgt voor verlaagde

efficiëntie, doordat de kosten van de blower hoger worden.

De TE-installatie is gedurende 7300 h/jaar operationeel. Maar

alleen gedurende 4000 h is de geproduceerde CO₂ bruikbaar in de

kas (Sörensén, 1993). In de resterende tijd wordt de TE-installatie alleen gebruikt om de temperatuur op peil te

houden. Daarom zijn de kostenberekeningen uitgevoerd voor zowel

Zoals in de inleiding is vermeld, moet de kasatmosfeer en dus ook de gezuiverde gasstroom aan bepaalde voorwaarden voldoen, zie tabel 2.1 en 2.2.

Tabel 2.1: grenswaarden voor schadelijke stoffen in een tuinbouwkas (Novem, 1993) component conc. (ppb) NO 250 N0₂ 132 C₂H₄ 8 NH₃ 197

Bij de opstelling van de criteria in tabel 2.1 zijn de volgende aannamen en uitgangspunten gehanteerd:

- er geldt de situatie van de winterdag, dat wil zeggen dat de luchtramen gesloten zijn en er weinig fotosynthese is;

- er vinden in de kas twee processen plaats, luchtuitwisseling met buiten door lek en CO₂-opname door de planten. Opname van andere gassen door de planten is verwaarloosd. Ook is er geen rekening gehouden met afgifte van CO₂ door de planten

's nachts (respiratie), dus ook niet met COz-ophoping gedurende de nacht.

Tabel 2.2: grenswaarden voor schadelijke stoffen in de rookgassen voor CO₂-bemesting (Novem, 1993) component conc. (ppm) bij conc. (ppm) bij

luchtovermaat=l luchtovermaat=1.55 NO 45.6 28.5 N0₂ 24.5 15.3 C₂H₄ 1.15 0.73 NH₃ 39.6 24.7 CO 50 50

Bij de omrekening van de criteria in kas naar emissie-eisen voor de WK-installatie (tabel 2.2) zijn de volgende

uitgangspunten gebruikt:

-voor de fotosynthese is aangenomen 0,5 gjmZjhr COz-opname (in

de winter ligt dit tussen de 0,1 en 2 gjmZjhr) i

-het ventilatievoud bij gemiddelde windsnelheid en gesloten luchtramen is gesteld op 0,5 keer per uur

-als kashoogte is een gemiddelde van 4 maangehouden

-er heerst evenwicht in de kas, dat wil zeggen dat de concen-tratie van een gas niet daalt of stijgt. Dan is de instroom

(via dosering) gelijk aan wat verdwijnt (door lek en COZ-opname). In werkelijkheid is dit alleen zo als er gedurende langere tijd (uren) geen verandering in omstandigheden is opgetreden (dat wil zeggen in dosering, windsnelheid, raamope-ning, fotosynthese, enz.)

-de wintersituatie is gebruikt voor de berekeningen -coz-concentratie in de kas is 800 ppm

Door de steeds strengere milieu-eisen worden lean-burn motoren het meest gebruikt bij WK-installaties. Voor deze motoren geldt dat de luchtovermaat groter dan 1 is. In tabel 2.2 is dus de derde kolom (luchtovermaat=1.S5) van belang voor het ontwerp. Uit tabel 2.2 blijkt dat de hoeveelheid niet gereageerde

ammoniak die de reactor verlaat (NH₃-s1ip), niet te groot mag

zijn.

NH₃-s1ip is geen probleem als men de oxydatiereactor, die nodig

is om het etheen te verwijderen na de deNOx-reactor plaatst, omdat het ammoniak dan in stikstofoxyden wordt omgezet. Bij deze opzet zou men de verhouding tussen de ureum- en de

gas-stroom heel precies moeten kiezen, omdat bij een te grote NH₃

-stroom anders weer te veel stikstofoxyden ontstaan. De proces-regeling moet dan ook goed zijn. Bij dit ontwerp wordt de oxydatiereactor voor de deNOx-reactor geplaatst. Het probleem

is nu de NH₃ slip. Om dit op te lossen wordt gekeken of het

ammoniak via het condenswater valt te verwijderen.

W

C(.. ct, y-

S

+

Cl-ClÁA--

cA

~ ~

'1

<)

1-0 (

~ ~

e. lA- C

~

e..

~

;

Sck

e

3 KEUZE VAN DE PROCES STRUCTUUR

Vanuit de WK-installatie stroomt het rookgas eerst door een monolietoxydator (zie flowsheet) . Voor het opstarten, de

veiligheid en onderhoud of vervanging van apparaten moet deze stroom in principe kunnen worden afgesloten en via een

schoorsteen worden gespuid. Daarom moeten afsluiters worden ingebouwd. In de oxydator vinden de volgende reacties plaats:

co

+ ~02 _-+ CO₂ CH₄ + _{2°2 -+} CO₂ + 2H 2O C₂H₄ + ₃₀₂ -+ 2C0₂ + 2H₂O (3.1) C₂H_ó + 3~02 -+ 2C0₂ + 3H₂O NO + ~02 _{-+ N0} 2

Het rookgas wordt vervolgens in een radial flow reactor geleid,

waar NO

_z

met behulp van NH₃ wordt gereduceerd volgens:

,--->

\J "--""- lA) CLQ. ( (3.2) "} De temperatuur van het rookgas (460°C) is echter veel te hoog voor deze reactie, daarom wordt een hoeveelheid water via de verstuiver de reactor ingespoten, zodat de reactortemperatuur 300°C wordt. Via de waterquench wordt ook het ureum

toegevoerd, dat bij de hoge reactortemperatuur ontleedt tot ammoniak en kooldioxyde, volgens:

(3 .3)

Voor de verstuiving van het water en de ureumoplossing is

perslucht nodig, zodat een compressor nodig is. Wanneer het gas uit de reactor komt moet het worden gekoeld tot 25°C, voordat het in de kas kan worden geleid. Hierbij zal het grootste deel

van het water, dat zich in het gas bevindt, condenseren en

eventuele ammoniak, dat niet gereageerd heeft, zal hierin

oplossen. Het condens wordt opgeslagen, en kan eventueel worden

gebruikt voor bemesting. Tenslotte is een blower nodig om het

... I 1 1 1 _ _ , - -____ 1 ______ --. _ _ 1 r "

(~)

[

,

,

-

-

:

"

r

··--

--'

l :

- - I , _ V? I - - - -\/1< -- I ,

p

~

j

, .. " eu," I in', lüllû l i, (i§I?~) liMJ ---::::---===~

-

~-

I

~:

--

[

~=~

C9 J~I: [lXIIJATOI< V?: VOOI~RAAJ)VAT P]: PIJMP Ptl: POMP 1 1

:

.

CE'O:')

cm

,L,

.

,r-_.

,:;? . I :

'

l

;

~

_,~.'.'.:.=~-_

~L-=-=

=,~.:_

f

-"

r:d:ilï

-G5--

{

X

J

-

-

-

{

".

)

_

~

______

t0

'

,

-"

.

MIJ

1-17: I<OEL[I~-C[JNDEr\jS[1I<

SB: GAS-VLOEISTOF SCHEIDER

C9: BLOV/ER PlO: POMP -.. -.' ....

_.

---..

-

;

,. 1 [1S-J .. 1

ClS--

-

C:*::I--C

-

0

-

_

--

Qu

e

,

,cl, '

l

ï~

F

'

j(

1

--_·-

\

___

::

)

---

~

--

llidl

t

I<oelwo. tel~ CS

) , --@-è---·----·-,--··-·_·---_·-·--·-·,-,··---·_·-·- -- -- -,,- -..

H7

I\J

0x - V E

r

<

wIJ

DE F<I N GUl T A

'

-

Tl

(\

S

D

[J

IJ 1

<

U

r~

[

U M

..

INJECTIE IN

EEN

I

<ADIAL

rL_Ow

r

<

EACTIJI

?

4 ONTWERP/BEREKENING VAN DE APPARATUUR

4.1 Oxydatiekatalysator

De oxydatiekatalysator zet alle in de verbrandingsmoter nog niet omgezette koolwaterstoffen om in de geoxydeerde vorm (zie paragraaf 3). Voor deze katalyse wordt in het algemeen een

monolietreactor gebruikt. In een eerder stadium van het Delftse Nox/ureumproces is reeds een offerte aangevraagd bij Heraeus voor de levering van de oxydatiekatalysator. Bij deze offerte was er sprake van een gasstroom met dezelfde samenstelling, maar de grootte van de gasstroom bedroeg 2200 Nm3/h (bijlage 1)

Om Heraeus niet extra te belasten, is besloten geen nieuwe

offerte aan te vragen en de oude situatie op te schalen naar de huidige. Het katalysatorvolume en de prijs wordt met een factor

1.35 (3000/2200) vermenigvuldigd. De drukval van 8.3 mbar

blijft ongewijzigd, omdat verondersteld wordt, dat het aantal kanalen toeneemt en dat de lengte ongewijzigd blijft. Hierdoor blijft de snelheid in de kanalen ongewijzigd en omdat de lengte constant is zal ook de drukval niet veranderen. Aangezien het aantal kanalen evenredig opgeschaald wordt, wordt ook het

dwarsoppervlak evenredig 0r.~eschaald. Hierdoor stijgt de straal

met een factor (3000/2200) . =1.17 (bijlage 2).

4.2 Waterguench, ureum en verstuiver

De hoeveelheid water die de reactor moet worden ingespoten om aan de temperatuursverlaging te voldoen, kan eenvoudig worden bepaald door een energiebalans op te stellen:

Tg Ti< Tr Tr

cfJm,gf Cp,g( T) dT-cfJm,w[ f Cp,w( T) dT+M v + f Cp, S (T) dT] -cfJm,l f Cp, 1 (T) dT=O (4.1)

T_r T", Ti< Tl

'-...

---f=v~-'h~ bjJrlCd~

(LuvlJ)

Hieruit volgt (bijlage 3): ~ _m,w =55.5 gis

Echter in deze massastroom zit ook ureum opgelost. In de gas-stroom bevindt zich 118.6 mg/s N0₂, dat is 2.58 mrnol/s. Om dit volledig om te zetten is 1.72 rnrnol/s (vergelijking 3.2 en 3.3)

ureum nodig, ofwel 103 mg/s.

De oplosbaarheid van ureum/water is bij 15

oe

op massabasis één op één. Echter het ureum moet binnen een redelijke tijd oplos-sen zodat een marge genomen wordt van één massadeel ureum in vijf delen water. Dit betekent dat 618 mg/s (6*103)

ureumoplossing moet worden toegevoegd (374 liter per week). De quench van zuiver water wordt dan 54.9 gis.

De inspuiting van water en ureumoplossing geschiedt met een verstuiver van het type BETE P 90° (bijlage 4). Deze vormt een kegelvormige mist, onder een hoek van 90°, die volledig

homogeen verdeeld is. Hij produceert bijzonder fijne

Omdat het te verstuiven debiet 3.342 I/min is moeten nozzle-nr

P80 genomen worden, waarvoor geldt (met P in bar en ~ in

I/min): ~v=2.46·p'h (bijlage 4), zodat een druk van l.8v5 bar

AI/?

nodig is. L:> ~

4.3 Verdamping en ontleding van de ureumoplossing

De verdunde ureumoplossing die de nozzle verlaat moet voor de ingang van de radial flow reactor verdampt zijn. Bovendien moet alle aanwezige ureum ontleed zijn. In het meest ongunstige

geval (grootste verblijf tijd) vinden deze processen na elkaar plaats. In dat geval verdampt dus eerst de nevelstraal die de nozzle verlaat en vindt vervolgens ontleding van ureum plaats.

4.3.1 Verdamping van de nevelstraal

De nevelstraal bestaat uit kleine druppeltjes water, welke ieder afzonderlijk moeten verdampen. Omdat de concentratie ureum in deze druppeltjes zeer laag is, worden de fysische eigenschappen van deze druppels gelijk gesteld aan die van water.

De verdampingssnelheid van een vrij vallende vloeistofdruppel in een gas wordt gegeven door Marshall volgens (Coulson, vol.2, 1993):

t = P *tJ.H V' *do

2

8*l\~f"T

(4.2)

Deze vereenvoudigde vergelijking geldt alleen voor druppels met

d<lOO ~m. De druppels uit de spray voldoen aan dit criterium.

(BETE)

Hierdoor volgt voor de lengte van de buis voor verdamping van de druppels:

(4.3)

Aangezien de maximale druppelgrootte 100 ~m bedraagt, wordt

weer van het minst gunstige geval uitgegaan en wordt voor

begindruppelgrootte 100 ~m genomen.

Volgens formule 4.3 volgt met een straal van de buis van 0.2 m,

een buislengte van 3.43 m. (bijlage 5)

Het verdampingsproces van de nevelstraal kan ook volgens een evenwichtsmodel worden beschreven. In dit geval wordt er van uitgegaan dat de omringende lucht die met de straal wordt meegezogen, de benodigde warmte voor verdamping levert. Dit model is uitgewerkt in bijlage 6. Dit levert een buishoogte van 3.65 m.

4.3.2 Ontleding van ureum

Na de verdamping van water treedt ontleding van ureum op.

Opgelost ureum ontleedt volgens vergelijking 4.4.

(4.4)

De kinetiek van de ontleding van opgelost ureum naar ammoniak is onbekend.

De kinetiek van vast ureum met waterdamp naar ammoniak is onderzocht door Wypkema (1991).

Het mechanisme is, in het geval dat er waterdamp in de reactor aanwezig is, als volgt:

H₂N-CO-NH₂ + H₂0

=

NH4~ -OOC-NH ($) (7) 2 (.)

k.

I -") 2 NH₃ (!r) +

Aangezien de waterconcentratie zeer veel groter is dan de ureumconcentratie, wordt deze in de buis constant

verondersteld.

(4.5)'

(4.6)

Gebruikmaking van het principe van Bodenstein (de concentratie

van het tussenprodukt NH₄+-OOC-NH₂ wordt constant verondersteld)

leidt tot de volgende overall reactiesnelheidsçoDstante:

k E -E 2 + _3 *exp ( 3 2) E k₂ R*T K C H o * k , * e x p ( l ) * -2 - R*T k E -E 1 + _3 *exp ( 2 3) k₂ R*T (4.8)

Deze vergelijking geldt voor de ontleding in aanwezigheid van water. Wypkema heeft ook een model beschreven voor de ontleding in afwezigheid van water. Er is echter voldoende verdampt water aanwezig om deze situatie buiten beschouwing te laten.

Als de vorming van biuret verwaarloosbaar klein wordt

verondersteld, wordt k3 gelijk aan 0 en gaat vgl 4.8 over in:

~ -E

j( iP_{=2*CHO *k},*exp(--1) (4.9)

_ / - 2 ' R *T

De stofbalans over de lengte van de buis waarin ontleding optreedt luidt nu als volgt:

Met de randvoorwaarde h=O, C=C_o' levert dit de volgende

oplossing:

(4.10)

(4.11)

1

1

Je:>iJIA.

Als de buislengte wordt gedimensioneerd op 99% omzetting I

pe

c..

I

geldt dus: '---

~

.

A*K

- - - *h =ln ( 0.01 )

t/Jv

Ingevuld levert dit voor de hoogte voor de ureumontleding (bijlage 7): h=5.3 m

De totale buislengte komt hiermee op 8.8 m.

4.4 De radial flow reactor

(4.12)

De radial flow reactor wordt steeds vaker toegepast, omdat deze reactor bij een gelijke verblijf tijd een lagere drukval heeft dan het gepakte bed. Hierdoor worden dunne gepakte bedden met een grote diameter (pancakes) voorkomen.

De radial flow, fixed bed reactor (RFBR) bestaat uit een vast katalysatorbed dat in een basket bijeen wordt gehouden door twee cylinders van gaas met gaaswijdtekleiner dan 3 mmo Om uitzakking van het bed te voorkomen wordt het gaas omhuld door een niet vervormbare geperforeerde mantel. Het bed bestaat uit een cylinder met in het midden een centrale buis (central

tube). Door deze buis vindt de toe- of afvoer van de gassen plaats. Dan volgt het katalysatorbed (catalyst layer) en aan de buitenkant bevindt zich het annulaire kanaal (annular channel). Door het annulaire kanaal kan toe- en afvoer van gassen plaatsvinden. Omdat er ook nog twee stromingpatronen ontstaan door de in- en uitgaande gasstroom aan dezelfde kant, of aan weerszijden van de reactor te laten plaatsvinden

ontstaan er dus vier stromingspatronen. Deze zijn weergegeven in figuur 4.1.

mm~m

11 I~I I I j l I feed

z-configuration

... CD

-

:J o

rr-configuration

l' ~1?ll~ :11111J

Î

I I I I I I IJ, I I

'feed

I

Figuur 4.1: configuraties van de

radial flow reactor, (Chang en Calo, 1981)

Bij in- en uitgaande gasstroom in dezelfde richting spreekt men van een Z-configuratie, bij tegengestelde richting van een ~-configuratie. De invloed van de configuratie op de conversie is volgens Chang en Calo (1981) een tweede orde proces. Er is sprake van maldistributie als er een niet constante verdeling van het gas over de hoogte van het bed ontstaat. Als gevolg van deze maldistributie over de

katalysatorpakking zal de conversie altijd afnemen ten

opzichte van een uniforme verdeling over het bed. Het is dus te allen tijde nuttig om het voorkomen van maldistributie zoveel mogelijk te beperken.

4.4.1 Stromingsrichtingafhankelijkheid van maldistributie De stromingsrichting, centrifugaal of centripetaal heeft

invloed op de stromingsverdeling in het bed. Als gevolg van de stroming ontstaat dispersie. Deze dispersie heeft invloed op de conversie (bij isotherme condities). Bij reacties met een orde groter dan 1 is deze invloed negatief bij reacties met een orde kleiner dan 1 is de invloed positief. Als de orde precies gelijk is aan 1 wordt de conversie niet beïnvloed

(Carberry, 1976).

Bij centrifugale en centripetale flow is de dispersie in feite even groot. Er wordt door Chang en Calo (1981) toch een

verschil in conversie geconstateerd. Dit komt doordat de dispersie bij de verschillende stromingspatronen radiaal

anders verdeeld is over het bed. Bij centripetale flow bevindt de dispersie zich vooral bij de uitgang van het bed. Hierdoor wordt de conversie afhankelijk van de stromingsrichting. Bij het voorspellen van de conversie speelt het verschil tussen de Z- en rr-configuratie een belangrijke rol. In het algemeen bij isotherme condities laat de rr-configuratie de beste verdeling en dus de hoogste conversie zien. Ook is de factor ~, de

verhouding tussen de oppervlakten van de centrale buis en het annulaire kanaal, van invloed. Hoe dichter deze bij één ligt hoe uniformer de verdeling wordt.

De beste keuze met betrekking tot de maldistributie is een rr-confi ratie en een centrifugale flow. Het is belangrijk om te

eseffen dat de grootte van de maldistributie afneemt bij

toenemende reactordimensies. Bij grotere radial flow reactors

is een plug-flow model een goede benadering van de werkelijkheid.

4.4.2 Invloed van de maldistributie op de conversie Om de invloed van de maldistributie op de conversie te bekijken moet de maldistributie bekend zijn. Deze

maldistributie wordt vaak weergegeven volgens de snelheidsafname in de centrale buis du/dy.

uit een massabalans volgt voor een axiaal volume-elementje:

-rl Wo du

v

(y) = -*

-r 2 L dy

(4.13 )

:.- r2-r1 -J

j ! _{DirectiCt1 Of Gas Flow}

:

~

I

;

I

-",,-1 _ \;

CD

dL

t:1

'

-

'"

I '

--=t----

:

I '\Y

Figuur 4.2: volume-elementje, (Ponzi en Kaye, ~979)

, ,

lower bed

reduced flow

'i) 1 (.L - 0

-'-

;"",)'1 L , , , , "

uniform

distribution

, _,

upperbed

bypass

Figuur 4.3: verschillende distributies, (Ponzi en Kaye, 1979)

De grootte ~an dujdy is bepalend voor de maldistributie. Er

zijn drie verschillende mogelijkheden. Deze zijn weergegeven

in figuur 4.3. ~

Indien dujdy gelijk is aan -1 is er sprake van een uniforme verdeling.

Het effect van de maldistributie op de conversie wordt bepaald

aan de hand van de waarde van dujdy. Door het katalysatorbed

op te delen in een oneindig aantal axiale volume-elementjes,

kan voor ieder elementje de verblijf tijd en dus de conversie

bepaald worden. Er wordt dan uitgegaan van ideale plugflow

door het volume-element en er is geen axiale menging. Hierdoor

wordt dus uitgegaan van het slechtste geval, want door menging

in axiale richting kan de grootte van de maldistributie alleen

maar kleiner worden (menging in axiale richting bevordert de uniformiteit van de stroming) .

Voor het element i in figuur 4.2 geldt voor de conversie:

~ ( : \ -V .... t.i. - . ~ I _{- - -}i -

J

~ d C,i • ~ .-rP.m , i 0 "[.iI I / ~ V ,,'

/

ioJ:,:We-<r

(

t>~~~

'Ir " L

0\",

'-t.J'

J~~

v-.. ( \..l'-(4.14)

d

(~

)

::

cl5

~

$

è

eh:.

•

Als er geen molenverandering tijdens de reactie plaatsvindt dan wordt de totale conversie:

( 4 . 15 )

WGL.t

~~.JA-

old-

vvor

~ rpt*~bt=Lrpi*~fi

i

1JL)·cJ-. I '"

l?

..; (.)

~

~-

e. 0 'IJ

e

Y \J 0

Lu

"'"

t -e.

I

e

~..,J};;>

L '""-

~

~

\.J..

y"

v~

-

"'J

7

Dit gaat voor een oneidig klein volume-elementje over in:

!

~j~

.J.

~T

~

~

fm = ;

f

~

t (y ) d

rp

(

4 • 16 )

't'T 0

Terwijl voor de gasstroom per volume-elementje geldt:

drp

=2rrr₁C_OLV_r (y) dy

Als 4.13, 4.16 en 4.17 worden gecombineerd volgt voor de conversie uiteindelijk:

(4.17)

(4.18 )

Op deze wijze wordt het gesegregeerde stromingsmodel

toegepast. De fractie gas dat het bed tussen y en (y + dy)

binnenkomt is gelijk aan (-dujdy)dy. Als er gebruik wordt

gemaakt van de relatie tussen de gemiddelde verblijf tijd raven

de verblijf tijd in één elementje r _i wordt de

verblijftijdsdistributie per) gevonden, want er

(-dujdy)dy

=

p(r)dr.

Voor een gegeven reactie-orde, zal de conversie een

functie zijn van de verblijf tijd in een vo urne-elementje op

hoogte y. Er geldt volgens definitie: 7~

..t:';>-'---- It h '1 . ~ _ Coc.W

L

.

~

.

s -=

-:t

5

L(Y)-~

J

ee~~?

Gebruikmakend van vgl 4.17 wordt dit:

Als hierin de uitdrukking voor Vr(y) uit vgl 4.13 wordt

ingevuld levert dit:

2 2 (rl -rl )L L { y ) =

-2w

( _

du ) r l _{0 dy} (4.19) (4.21)

En voor de hele reactor geldt:

l:::av=

2 2

(r2 -rl )L

Hierdoor geldt voor de verblijf tijd in één elementje:

l::: 1: (y) = av ( _ du ) dy (4.22) (4.23)

Nu worden vgl 4.14, 4.18 en 4.23 gebruikt om de uiteindelijke conversie voor een gemaldistribueerde stroom te bepalen. De maldistributie kan in het algemeen beschreven worden volgens:

u=l-_y n (4.24)

Deze krommen zijn weergegeven in figuur 4.4.

'"

Vl.'::- l

- ï

I "( I...CAX

-

-

f

cl

~

.

V

o

4.

1-

ï

"1 0

di"ensi.loze aH.SM.lh. u . . u=1.-y" 0.8 0.& 0.0 4---+---4---__ ----~----~---4---~---+---=~ RA J. .0 0 .0 0 .2 0 . 4 0 . 6 o.e ~i"Qn~iglo2Q ~x.ho09~Q y

Figuur 4.4: snelheidsprofiel in de annulaire buis,

(Ponzi en Kaye, 1979)

Het is noodzakelijk voor de berekening van de conversie dat de waarde van n bekend is. Kaye (1978) heeft een methode

ontwikkeld om deze waarde te voorspellen. Deze methode wordt echter beschreven in een onvindbaar symposium artikel. Een andere bruikbare methode om n te voorspellen is niet gevonden.

Daarom wordt bij de berekening van de conversie uniforme

Jl

verdeling aangenomen (n=l). De invloed van de maldistributie

op de conversie is hooguit zo'n 10 procent. B~" h ____ ro(~ reactorontwerp wordt daarom uitgegaan van een twee maal 0

groot reactorvolume dan noodzakelijk voor de beoog

conversie. De invloed van de maldistributie wordt hierdoor beperkt.

De in paragraaf 4.4.1 genoemde factoren die volgens Chang invloed hebben op een zo uniform mogelijke verdeling worden wel meegenomen in het ontwerp van de reactor. Er wordt voor een Z-configuratie gekozen, omdat dit een lage drukval

bevordert, door het gunstigere stromingsprofiel (minder bochten en leidingwerk) .

4.4.3 Drukval over de reactor

De drukval over de radial flow reactor wordt bepaald door de weerstand van het gepakte bed, waar de gasstroom in radiale richting door stroomt. Het reactorbed wordt gedimensioneerd door de verblijf tijd van de gasstroom in het katalysatorbed. uit de kinetiek van de katalysator volgt de verblijf tijd in het bed. Volgens Wypkema (1991) geldt voor de conversie:

ç

:::l-e -k7_t (4.25 )

b

S

co",~1Cl..~~

T '.

waarin geldt voor de DN110:

( -4.8'lO~)

k 7 ::: 1 • 3 7

*

1 06 e RT (4.26)

Bij de gegeven temperatuur, T en vereiste conversie, ~ kan de vereiste verblijf tijd, r in de reactor bepaald worden. Om de in paragraaf 4.4.2 vermelde redenen wordt de verblijf tijd twee maal zo groot gekozen. Deze vergroting van de verblijf tijd werd door Wypkema (1991) al geadviseerd. Omdat de gasflow ~v

bekend is kan het volume bepaald worden,

*b2m8Wö~ i

v:::

1: *rJ> .•

ÎN~,?,S)

fg. i.N' ~

Dit volume van de reactor is voor de radial flow reactor gelijk aan het volume van het katalysatorbed en dus:

(4.27)

(4.28)

Voor de drukval over het radiale bed wordt de drukval relatie volgens Kozeny-Carman gebruikt:

d2

u:::- p EJ dp (4.29)

180TJc (1-E)2 dr

Hierin is u de superficiële snelheid betrokken op het oppervlak van het katalysatorbed loodrecht op de radiale stromingsrichting. Dit oppervlak is straalafhankelijk en de superficiële snelheid hangt dus af van de gasflow en de straal:

rt>v u =

-2rrrH (4.30)

De relatie van Kozeny-Carman wordt dus als volgt:

2rrrH

d2 3

_...:P,-- € dp

l80TJ_e (1-€)2 dr (4.31)

Voor de drukval over het radiale bed tussen r₁ en r ₂ geldt nu:

(4.32 ) en dus: (4.33) rt>v

- - *

rrH

Uit deze relatie wordt de drukval bepaald.

De buitenstraal van de reactor wordt bepaald door het

J

dwarsoppervlak van de centrale buis en van het annulaire ---~

kanaal aan elkaar gelijk te stellen (bijlage 8).

Bij het dimensioneren van de reactor worden de dimensies zo gekozen dat de binnenstraal 20 cm bedraagt en de drukval over het bed 8 mbar bedraagt. uit deze waarden en de verblijf tijd volgen de dikte en de

d=O.4 m r1 _ _ _ ) r2 _ _ _ .:::..r3 Hbuis=8.8 m r1=O.20 m r2=O.63 m r3=0.66 m H = 0.45 m

4.5 Ammoniak-slip in de reactor

Als er onbedoeld toch ammoniak de reactor zou verlaten, levert dit gevaar op voor de werknemers in de kas (zie

procesveiligheid) . Dit is echter niet het geval, omdat de ammoniak die de reactor verlaat, grotendeels oplost in het water, dat in de condensor verwijderd wordt. De

vloeistofjdampevenwichten van ammoniak en water zijn af te leiden uit de de Antoine vergelijking met de bijbehorende parameters. Voor het mengsel geldt (Coulson, vol.6, 1993):

10 P =5.19516- 1730.630

g w T+233.426 (4.34)

10 P =4.67851- 1002.711

g a T+247.885 (4.35)

Hierin staat de druk in bar en de temperatuur in graden Celsius. Uit de Antoine vergelijking kan het Tx-diagram geconstrueerd worden. Voor verschillende drukken (0.1; 0.2; 0.5; 1.0 bar) is het evenwicht weergegeven in figuur 4.6.

0 . 0 :-c.. o.~ 0 .• _0.'

Xl>

'"

1.Q

In dit TX-diagram staan voor diverse (partiaal)drukken de evenwichtslijnen van het water/ammoniak mengsel. Fractie x is de waterconcentratie.

Voor het tweefasen gebied treedt ontmenging op. Bij een

bepaalde (partiaal)druk en temperatuur splitst een mengsel met

bruto samenstelling x_b (in ons geval is x_b dus bijna gelijk aan

1) zich in een hoeveelheid damp met samenstelling Xv en een

hoeveelheid vloeistof met samenstelling Xl' De concentratie

ammoniak in de damp kan dan nog wel aanzienlijk zijn (tot zo'n

95 %), maar de hoeveelheden damp en vloeistof verhouden zich

volgens de hefboomregel dan als volgt:

damp: (4.36)

(4.37)

Omdat er sprake is van een overmaat water in de condensor en

hierdoor de waterfractie bijna 1 wordt, _{(Xl-X b)} ~ 0, zal er

indien er ontmenging optreedt de dampfractie zo klein zijn dat de hoeveelheid ammoniak die als damp de condensor verlaat te verwaarlozen zal zijn.

er-4.6 warmtewisselaar

JVb)~~

Het gas dat de reactor verlaat moet ekoeld worden van 300

oe

tot 25

oe

Hlerbij zal een groot deel van de aanwezlge water-amp condenseren. Omdat de molfractie van water aanvankelijk

0.185 is (en dus de partiaalspanning 0.185 bar), zal het

eerste condensdruppeltje bij 58.5

oe

ontstaan (Handbook of

chemistry and physics). Bij 25

oe

is de partiaalspanning nog

0.0317 bar, zodat 3.17 mol% aan water in het gasmengsel over

blijft. op deze manier valt de condensstroom uit te rekenen:

C/>mc=114.0 gis.

Belangrijk is dat eventueel aanwezige ammoniakslip oplost in dit condens. Er zijn verschillende configuraties mogelijk voor het ontwerp van de koeler-condensor. Het gas kan door de

pijpjes stromen, en dus het koelwater eromheen, dan wel omgekeerd. Voorts kan de warmtewisselaar horizontaal of

verticaal genomen worden. Wanneer er geen faseverandering zou optreden, is het het meest effectief om dat fluïdum door de pijpjes te laten stromen, dat:

1. het meest corrosief is (reduceert de kosten van legeringen en coatings)

2. het meest vervuilt (hogere snelheid reduceert vervuiling, en in de pijpjes is een betere beheersing over de snelheid, bovendien zijn pijpjes eenvoudiger te reinigen)

3. de laagste drukval moet hebben 4. de laagste viscositeit heeft 5. de hoogste snelheid heeft

Volgens deze eisen moet het gas door de pijpjes stromen. Echter wanneer het gas om de pijpjes stroomt, bestaat de mogelijkheid om gevinde pijpjes te gebruiken, dit geeft een aanzienlijke verhoging in het contactoppervlak, dus een veel betere warmteoverdracht. Een probleem is echter dat de

stofoverdracht van ammoniak naar het condens beter verloopt wanneer het gas juist door de pijpjes stroomt, daar het gas zich dan in relatief kleinere volumina bevindt. Omdat deze factor het zwaarst weegt wordt in ieder geval een normale

warmtewisselaar ontworpen, (shell and tube heat exchanger) met het gas door de pijpjes (beste stofoverdracht) . Hiernaast

wordt ook een luchtkoeler ontworpen, met het gas om de gevinde pijpjes (beste warmteoverdracht), en moet in een later

onderzoek worden bekeken of de stofoverdracht van ammoniak in dit geval wel voldoende is.

4.6.1 Shell and tube -heat exchanger

Tw.

0

Figuur 4.7: shell and tube heat exchanger

omdat er sprake is van partiële condensatie wordt een

verticale warmtewisselaar genomen, zodat de condensfilm aan de binnenkant van de pijpjes omlaag kan stromen.

4.6.1.1 Warmtewisselend oppervlak

Er worden drie energiestromen onderscheiden: 1. gas koelen van 300 °C tot 58.5 °C:

300 rph,l=rpm,g

J

Cp,g{T)dT 58.5 Met c (T) =1005 .1+6.6 ·10- 2T+2. 26 ·10-"T2 p,g

l d '

en <Pm,g=1110.3 g s wor t dlt <P_h,,=275092 J/s

2a. condensatie van water: <Ph2 =<P ·~H

,a m,e c,gem met ~Hc (T) =2501.1-2. 266T-l. 43 ·10-3T2 TE[25,59] 59.5

f

Me{ T)dT Me, gem

=

25 =2403 .9 kJ/kg 58.5-25

en <pm,c=114. _{0 gis wordt dit <P h,2a=275243} J

Is

(4.38)

2b. gas en condens koelen van 58.5 °C tot 25°C:

59.5 58.5

ifJ_n,2b = (ifJm,g-ifJm,C)

J

Cp,g(T)dT + ifJm,c

J

Cp,,,,(T)dT (4.40)

25 25

Tot een bepaalde lengte in de plJpjes van de warmtewisselaar

(1=11) is er slechts sprake van de eerste energiestroom ~h "

hierna van ~h 2=~h 2a+~h2b' Het koelwater wordt van 15 °C to~

25 °C opgew~rmd. 'Hiervoor geldt: ~h=~h,1+~h.2=~m ,w' c ,w·LlT .

Met een gemlddelde c _p,w =4184 JjkgK volgt hleruit de benodlgde

massastroom aan koelwater ~mw=14341 gjs. De temperatuur van het

koelwater op 1=11 wordt berekend via de evenredigheid:

1:..T 1 = ifJ h, 1 1:..T 2 ifJ h, 2 275092 324933 en met LlT,+LlT2=10 volgt LlT1=4. 6 °C en LlT2=5. 4 °C (4.41)

In het bovenste deel van de warmtewisselaar koelt het gas dus af van 300°C tot 58.5 °C, terwijl het koelwater daar verwarmd wordt van 20.4 °C tot 25°C, en in het onderste deel koelt het gas van 58.5 °C tot 25°C en condenseert water, terwijl het koelwater verwarmd wordt van 15 °C tot 20.4 °C.

. I< oe 1 wa

t

e

~---...:-~----~--~-­

C=~~~==~~~~~I-; C=~~~==~~~~~I-; 0 . 4 0 .6 0 . 8 ~.O

0 .0 0 . 2

" f'"rac:t i e

Wa..4rQw--

r~e",-h.",,). ~

h-ulwJet"ct.(.\-II-4.?

Figuur 4.8: temperatuurverloop van gas en koelwater

Voor het bepalen van het benodigd warmtewisselend oppervlak wordt gebruik gemaakt van de volgende twee formules:

koelen:

(4.42)

condensatie: ti-. -A.U. T w,o -T w,l

't'h-T_Sdt -T", I

In ,- (4.43)

Voor het afkoelen van een gas is een warmteov

erdrachts-coëfficiënt van U=50 J/m2sK standaard. Voor totale condensatie van waterdamp geldt ongeveer U=1250 J/m2sK, echter omdat er sprake is van partiële condensatie, waarbij de warmteover-dracht gelimiteerd wordt door het afkoelen van het gasmengsel waarin zich het waterdamp bevindt, moet de massafractie

waterdamp, X_w=O.l, worden meegenomen:

U=x_w'1250+(1-X_w) ·50=174 J/m2sK.

Voor het afkoelen van het condens tezamen met het gasmengsel

geldt een analoge schattin~:

U=x_w'1150+(1-X_w) '50=163 J/m sK.

Bij de condensatie van het water houdt Tsa~ de

verzadigingstemperatuur in van de damp, dle gemiddeld wordt volgens

Tsat=~(58.5+25)=41.8 °C.

De benodigde drie deeloppervlakken worden nu als volgt berekend: Al 275092 In 300-25 50[(300-25)-(58.5-20.4)] 58.5-20.4 45.9 m 2 A_2a 275243 In 41.8-15 = 65.9 m 2 174(20.4-15) 41.8-20.4 A_2b 49690 In 58.5-20.4 163[(58.5-20.4)-(25-15)J 25-15 14.5m 2

Het totaal benodigd oppervlak wordt dus A=126.3 m2•

4.6.1.2 Dimensies

(4.44)

(4.45) (4 .46)

Voor de dimensionering van de warmtewisselaar moet er rekening worden gehouden dat de gassnelheid in de pijpjes moet li en

tus 10 en 30 mis. n het eerste s t u , 0 de condensatie,

mag de sne el re atief hoog zijn, wat de warmteoverdracht bevordert, hierna echter relatief laag, zodat de stofover-dracht van ammoniak beter verloopt. Het gasdebiet zal afnemen als functie van de lengte van een pijpje: ~v(300)=1.897

m

3

_/s,

~v(58.5)=1.098

m

3

/s,

~ _v (25)=0.831 m Is en ~ _v, c=O.llS lis. Het condens vormt een filmlaag met dikte 8_f langs de wand van de pijpjes. Voor de gemiddelde snelheid van de condensfilm in een pijpje kan worden afgeleid:

Voor de doorsnede van de condensfilm kan worden afgeleid:

Af=1l'ó_f (dj-o f ) , zodat Of kan worden geïtereerd uit:

Ó,ç _... = (4.48) 2 n 'P 'g'n'6 (d. - 6 ) _p C f l. f Met p =997 kgjm3 , en 1] =8.995.10.4 Nsjm2 is deze slechts c . . c . . . . .

afhankell]k van de te klezen lnwendlge dlameter van de pl]p]eS en het aantal. De snelheid van het gas in een pijpje bij 25°C

wordt gekozen, V_g(25)=10 mjs. De procedure is nu als volgt:

Kies de uitwendige en inwendige diameter van een pijpje (d en d.). uit C/>V =~1l'·np·v (d_j-2óf)2 volgt, met of=O, het aantal u

pijpjes. Di~ tezameh met di geeft een Of' dat weer een betere

schatting geeft voor n, etc. uit het aantal pijpjes worden de snelheden van het gas bij 300°C en 58.5 °C berekend uit

,#, =;"1l' • n . v . d .2

'+'-:,9 4 p. 9 1 •

Ult het to~aal benodlgd oppervlak volgt nu de lengte van één

pijpje uit: A=n 1l'd I . De afstand tussen de pijpjes van hart tot

hart, de pitch,PvoUI~t uit: Pp=1.25.d_u•

Wanneer er een driehoekige rangschikking van de pijpjes wordt gekozen wordt de diameter van de pijpenbundel:

(4.49)

De diameter van de mantel (shell) moet groter of gelijk Zl]n aan de diameter van de bundel plus tweemaal de pitch. Deze volgt uit de British Standards. De snelheid van het koelwater om de pijpjes wordt bepaald uit het debiet en de open

doorsnede van de mantel, Am=~1T _(dm2_{-npd}): vw=C/>m,w j (pAm). De}

procedure is herhaald voor drie verschillende diameters van de pijpjes (tabel 4.1).

Tabel 4.1: dimensies voor verschillende pijpjesdiameter

d U d. ₁ n 1 ó_f db dm v_w

(rom) (rom) (rom) (rom) (rom) (inch) (cmjs)

25.4 22.2 220 7194 0.128 537 24 8

20.0 16.8 385 5221 0.116 549 24 8

16.0 13.6 591 4252 0.108 537 23 10

De snelheden van het gas Zl]n voor de drie gevallen alle ongeveer gelijk: v (300)=22.2 mjs, v (58.5)=12.9 mjs.

Het beste bleek eeh uitwendige pijpfesdiameter te kiezen van

20 mmo Zowel de mantel als de pijpjes van de warmtewisselaar

4.6.1.3 Drukval

De drukval van het gas over een pijpje is voor het grootste deel te wijten aan de wrijving, maar contractie (aan de in-laat) en expansie (aan de uitin-laat) van het gas dragen ook hiertoe bij.

Er geldt: ~P=k·~pvz, waarbij k opgesplitst is in wrijving aan

de wand (k=4f·l/d i) , contractie (k=~) en expansie (k=l).

In de eerste 1897 mID van het pijpje koelt het gas af van 300

°C tot 58.5 °C. De gemiddelde snelheid is over dit traject

v=17.6 mis, gemiddelde dichtheid p=0.799 kg/m3, de gemiddelde

viscositeit 11=2.485.10-5 Ns/mZ, zodat het getal van Reynolds

over dit traject Re=9507 is. De frictiecoëfficiënt wordt dan,

f 1=8.0.10-3 (Coulson, vol.l, 1993), zodat voor k wordt gevonden:

k1=4f1·11/di+~=4.11, waarmee de drukval ~P1=509 Pa wordt.

In de overige 3324 mID koelt het gas van 58.5 °C tot 25°C en

condenseert er water. Om de frictiefactor te bepalen is nodig:

V_gem=11.5 m/s, p em=1.106 kg/m3, T/g =1.928.10.5 Ns/mZ, en

d i=16.8-2óf=16.6 mID, waarmee wordt gevonden Re=10951,

f₂=7.7.10·3, k z=4f₂·1

4/d i + 1=7.17, en ~Pz=524 Pa, zodat de totale

drukval 10.33 mbar lS.

Di

+

S

ooI'

~ h~

v

e b i "'-

't'- "- ...

«!vi

M- /'"

ll--b;:j

L <l

~cM- ~1

=)

clu.kc,<

v-

e

e

<--

tc.c\'-el

4.6.2 Luchtkoeler

Als tweede optie voor de warmtewisselaar wordt een omgekeerde luchtkoeler bekeken. Het koelwater stroomt door de verticale pijpjes, en het gas stroomt loodrecht tussen de gevinde

pijp-jes door. Er is dus sprake van crossflow. Een waaier vergroot de warmteoverdracht, en vernevelt het condens wat langs de pijpjes naar beneden wil stromen. Het gas met de mist van wa-ter stroomt door een pakket gaas heen, zodat het wawa-ter wordt afgescheiden van de gasstroom. Er wordt aangenomen dat het gas over de gehele lengte van de pijpjes volledig is gemengd, zo-dat de temperatuur van het gas alleen afhankelijk is van

x,

terwijl de temperatuur van het koelwater een functie van beide

x

en y is.

~g,2

~

condens

Voor een normale heat exchanger geldt:

79.96

oe

Voor crossflow moet dit logaritmisch temperatuursverschil

vermenigvuldigd worden met een factor Fc=0.96, zodat

ÀT=76.98

oe.

5 l-K l n -K-5 1-5 ln[l+ 5 ln(1-K)] K 4.6.2.1 Dimensies T -T K= g,l g,2 met Tg,l-Tw,l

Nu wordt een gevind pijpje bekeken (figuur 4.10).

:Pv

·

Figuur 4.10: gevind pijpje

(4.50)

(4.51)

Een gevind pijpje met lengte 1 heeft l/pv vins. Het oppervlak van zo'n pijpje is:

1v

A =rrd "1"[1+--(d +1 +26)]

vp u p"d u v v

v u

De volgende parameters worden gekozen: uitwendige diameter d u=20 mm, vinpitch py=4 mm, vinlengte ly=14 mm, vindikte 5y=1 mm, zodat dit gevind pijpje ten opzichte van een normaal pijpje een oppervlak heeft dat een factor 7.3 groter is. Het oppervlak van de vins echter is niet zo effectief als het uitwendige oppervlak van het pijpje zelf, omdat de te

overdragen warmte langs de vins moet worden geleid naar de binnenkant van het pijpje, om daar zijn warmte aan het koelwater over te dragen. Het is dus gunstig om de vins te maken van een metaal dat goed warmte geleid (zilver, koper, goud, aluminium). Echter wij zijn gebonden aan roestvast staal in verband met corrosie, dat een warmtegeleidingscoëfficiënt heeft van Àstaal=45 J /msK: De efficiency factor .Ey is ~en. functie van f" _{die voor verschlllende waarden van f 2 lS geflt ln de} grafiek in bijlage 9 (Kern, 1953).

(4.53)

Met een warmteoverdrachtscoëfficiënt Uy=50 J/m2sK van het gas op de vins, wordt gevonden Ey=0.88. Het is gebruikelijk het extra oppervlak, verkregen door de vins, te vertalen in een betere warmteoverdrachtcoëfficiënt: U=50·7.3·0.88=321 J/m2sK. Het be-nodigd oppervlak wordt nu: ~h=A·U·~Tln=600025 J/s, zodat A=24.3 m2. Worden pijpjes van 1 meter lengte gekozen, dan volgt het aantal uit: A=ndul'np' n=386. De pijpjes moeten in een blok worden geplaatst opdat over het gehele doorstromend oppervlak

(breedte b maal lengte 1) overal evenveel pijpjes in de stro-mingsrichting worden geplaatst (diepte d). Wordt nu de buiten-diameter van de pijpjes gelijk aan d u=20+21y=48 mm beschouwd, dan moet de afstand tussen de pijpjes van hart tot hart, de pitch, gelijk zijn aan p =1.25·du=60 m.m. Wanneer n1=16 pijpjes in de diepte en n 2=24 pijpjes in de breedte wordt gekozen, dan worden de dimensies: d=(n1-1)pp=900 m.m, b=(n2-1)pp=1380 m.m, en 1=1000 m.m.

4.6.2.2 Drukval

Voor de drukval van het gas langs de gevinde pijpjes geldt (Lerner, 1972):

~p = 15 7'-+' 1.684'_{pO.316·d 0.611. p '0.412'1 '0.515. (9/5'T+492)'n /M}

• 't'm u y y 1 x ( 4.54 )

waarin ~m hier de massaflux voorstelt, dus per oppervlak (=b·l) en met d_u wordt de kale pijpdiameter bedoeld. De temperatuur T is aan de tubeside, dus van het koelwater. Worden alle waarden ingevuld dan volgt een drukval van 0.26 bar.

Ook voor de luchtkoeler geldt dat deze van roestvast staal moet worden vervaardigd.

30

4.7 Pompen

4.7.1 Ureumpomp

Omdat het debiet van de ureumoplossing erg klein is (~y=0.59

mIls) is een verdringerpomp nodig. Hiervan bestaan twee typen,

de klassieke heen- en weergaande verdringer (zoals de

zuigerpomp en plunjerpomp) en de roterende verdringer. Het eerste type echter heeft geen constante volumestroom, doch pulserend, hetgeen ongewenst is. Daarom wordt gekozen voor een "gear pump" (bijlage 10) die wel een constant debiet heeft, ongeacht de druk aan de zuig- of perszijde van de pomp. Deze is familie van de tandradpomp, waarbij één tandwiel elektrisch wordt aangedreven, en de tweede door de eerste. Het vermogen van de pomp wordt berekend volgens: Py=~y(Ppers-Pzuig) l11p. Met Ppers=1.85 bar, Pzuig=l bar, en een rendement l1p=0.6 geeft dit Py=0.084

w.

4.7.2 Quenchpomp

Voor de toevoer van water als quench wordt een

centrifugaalpo~ gebruikt. H.:t vermogen hiE~.rvan is: P y=~y

(Ppers-P_zuig)ll1p- •. Met ~y-55 _{mIls, Ppers-1.85 bar, Pzuig-1 bar, en l1p-0.6}

geeft dlt

P=7.8 W. De opvoerhoogte H is de druktoename in de pomp her-l~id tot de hoogte van een kolom van de verpompte vloeistof:

H=(P~rs-Pzuig)lpg=8.7 meter. De zuigdruk moet, v~or een ~oede

werklng van de pomp, boven een zekere waarde 11ggen. Dle minimumwaarde moet in elk geval groter zijn dan de dampdruk, P =1706 Pa, van het water. De "Nett positive suction Head" is _{yap .} de netto toevoerdruk, Pzuig-Pyap' herleld tot de hoogte van een vloeistofkolom: NPSH=(Pzuig-Pyap) Ipg=10 meter.

4.7.3 Compressor

Om perslucht van 1.85 bar te produceren wordt gebruik gemaakt van een centrifugaalcompressor. Omdat de compressie nagenoeg adiabatisch verloopt stijgt de temperatuur van T, tot T2

volgens:

(4.55 )

Kappa is de verhouding van c en cv' en voor lucht is deze ongeveer 1.4. Met een rendem~nt l1_c=O. 8 en ~egincondi ties T,=15 °C, P,=l bar wordt T₂=86 °C. Het vermogen lS nu te berekenen volgens: py=~mcp(T2-T,), en met ~m=1.798 gis en een gemiddelde C_p=1009 J IkgK wordt Py=129 W.

4.7.4 Koelwaterpomp

Om het koelwater door de P1Jpjes van de warmtewisselaar te laten stromen is ook een centrifugaalpomp nodig. Met ~y=14.4

1

Is,

P rs =2 bar, P zuig=l bar, en 7] =0. 6 geeft dit voor het

ver-oe P . .

mogen Py=2395 W. De opvoerhoogte moet zlJn: H=10.2 m, en met Pwp=1706 Pa wordt NPSH=10 m.

4.7.5 Condenspomp

Voor het transport van het condens, met eventueel daarin opge-loste ammoniak, wordt eveneens een centrifugaalpomp gebruikt. Met ~y=114.3 mIls, P_pers=2 bar, Pzuig=l bar, en 7]p=0.6 ~~eft dit voor het vermogen Py=19.1 W. De opvoerhoogte moet zlJn: H=10.2 m, en met Pwp=3169 Pa wordt NPSH=9.9 m.

4.7.6 Blower

Om de totale drukval over het hele proces te vereffenen wordt gebruik gemaakt van een roterende blower van het "straight lobe" type (bijlage 10). Deze blower kan een maximale druk-verschil van 0.83 bar creëren, en kan debieten tot 7 m3/s

verwerken. De drukval over ons proces is geschat op 31 mbar, en met ~y=830.5 lis en 7]c=0.6 wordt het benodigd vermogen

Py=~y~P/7]c=4309 W.

4.8 Afsluiters

De afsluiters die gebruikt worden kunnen worden verdeeld in twee klassen, afhankelijk van hun primaire functie: shut-off valves en control valves. Shut-off valves zijn niet regelbare kleppen, die of volledig open of volledig dicht moeten staan. Wanneer ze volledig open staan hebben ze een minimum aan weer-stand. Voorbeelden zijn de schuifafsluiter (gate valve), plug-afsluiter (plug valve) en bolplug-afsluiter (ball valve). Bij vol-ledige openstand heeft de bolafsluiter de minste weerstand, daarna de schuifafsluiter en vervolgens de plugafsluiter. Tus-sen de WK-installatie en oxydator en tusTus-sen de

koeler-condensor en blower worden derhalve bolafsluiters gekozen, die volledig open staan. Voor de beide andere shut-off kleppen, die volledig dicht staan, worden schuifafsluiters gekozen. De lekkage van deze shut-off kleppen bij de heersende temperatuur

(450°C) is nihil. Control valves beschikken over een gelijkmatige regeling over het volledige bereik van de stroming van open naar dicht. Een veel gebruikte is een

bolafsluiter (globe valve), maar voor gassen en dampen wordt de vlinderklep (butterfly valve) vaak gebruikt. Daarom worden voor de waterquench en de ureumtoevoer een bolafsluiter

gekozen, en voor perslucht een vlinderklep. Zie bijlage 11 voor afbeeldingen en weerstandsfactoren van de desbetreffende afsluiters.

4.9 Drukval over het proces

Om de totale drukval over het gehele proces te berekenen wordt het systeem in zeven delen verdeeld. Eerst een stuk leiding van de WK-installatie naar de monolietoxydator. De lengte hiervan wordt op 2 meter geschat en er wordt een inwendige diameter van 40 cm gekozen, zodat de snelheid van het gas 17.5

mis

wordt. Voor het getal van Reynolds volgt dan ongeveer lOs, en dit getal blijft in deze orde van grootte over het gehele leidingwerk, zodat een constante frictiecoëfficiënt van 0.007 wordt aangenomen. De drukval wordt nu berekend met behulp van

~p=k~pv2, waarvan de weerstandscoëfficiënt k in dit stuk

lei-dingwerk wordt gevormd door k=4f·l/d_i+0.05=0.19, waarvan 0.05 afkomstig is van de weerstand van de bolafsluiter. Hiermee wordt de drukval 14 Pa. Het eerste apparaat dat het gas tegen-komt is de monolietoxydator, de drukval hierover is 830 Pa. Het tweede stuk leiding brengt het gas van de monolietoxyda-tor naar de radial flow reacmonolietoxyda-tor. Deze leiding is ongeveer 6

meter, en de diameter wordt constant gehouden op 40 cm, zodat de gemiddelde snelheid hier 17.8 mis wordt. In deze leiding zitten twee bochten (k=1.3), zodat de totale weerstandsfactor k=4f·l/d_i+2·1.3=3.02, waarmee de drukval 225 Pa is. De drukval over de radial flow reactor is 800 Pa, en hierna moet het gas vervoerd worden naar de warmtewisselaar. Dit stuk leiding wordt op 2 meter geschat, en nog steeds wordt de diameter op 40 cm gehouden, zodat de snelheid 15.1 mis wordt. Omdat er slechts één bocht in zit wordt de weerstandsfactor k=1.44, waarmee de drukval 96 Pa wordt. De drukval over de shell and tube heat exchanger is 1033 Pa, die van de luchtkoeler is over de gevinde pijpjes al 0.26 bar, en dan komt de drukval over het gaas er nog bij. Echter de waaier kan zo worden ingesteld dat deze de drukval over de luchtkoeler vereffent. Daarom wordt voor de bepaling van de totale drukval over het proces uitgegaan van de drukval over de shell and tube heat

exchanger. Tenslotte moet het gas naar de blower worden getransporteerd, waarna het de kas kan worden ingeleid. Dit stuk leiding wordt op 6 meter geschat, een diameter van 25 cm wordt gekozen, zodat de gemiddelde snelheid 16.9 mis wordt, k=4f·l/d_i+0.05=0.72, zodat de drukval hierover 124 Pa is. De totale drukval wordt nu ~P=31 mbar (tabel 4.2). Deze moet de blower goed maken.

Tabel 4.2: verdeling van de (totale) drukval over het systeem

drukval (Pa) leiding 1 14 oxydator 830 leiding 2 225 reactor 800 leiding 4 96 warmtewisselaar 1033 leiding 5 124 totaal 3122

4.10 Symbolenlijst Romeinse le~~ers: A b cp

e

d f g H k k7 K 1 L Mx n NPSH p P Py

r,

R T u=WjWo Griekse Ó .ó.H_c .ó.Hy € 1] 1]p, c K t.. ~ p T CP'n CPm CPy oppervlakte breedte soortelijke warmte concentratie diameter frictiecoëfficiënt gravitatieconstante opvoerhoogte weerstandscoëfficiënt reactiesnelheidsconstante reactiesnelheidsconstante lengte

axiale lengte van het katalysator bed moleculaire massa

aantal

Nett Positive Suction Head pitch

druk vermogen

straal van centrale buis gasconstante

temperatuur

dimensieloze axiale snelheid in de centrale buis

warmteoverdrachtscoëfficiënt snelheid

superficiële radiale snelheid aan het oppervlak van het

katalysatorbed in de centrale buis intreesnelheid in de centrale buis massafractie

dimensieloze axiale lengte van het bed

le~~ers: dikte condensatiewarmte verdampingswarmte porositeit viscositeit rendement c jc -ratio w~r;tegeleidingscoëfficiënt conversie dichtheid verblijf tijd warmtestroom massastroom volumestroom m2 m JjkgK moljm3 m m m Pa W m JjmolK

oe

mjs mjs m Jjkg Jjkg Nsjm2 JjmsK kgjm3 s Jjs kr;js rn / s

subscripts: 0 beginsituatie av gemiddeld b bundel c condens f film fm final, maldistributed g uitlaatgas i inwendig k kook 1 perslucht m mantel p pijpje r reactor s stoom u uitwendig v vin w water