Neutralisatie, droging en R-13 scheiding

(1)

RAPPORT Nr:

Neutralisatie, droging en R13-scheiding

T-gedeelte

G-opdracht, mei 1979 ₁₄

TECHNISCHE HOGESCHOOL DELFT

AFDELING DER WERKTUIGBOUWKUNDE

(2)

Exemplaren van dit rapport verstrekt aan: A B C 0 E F G H

(3)

lab chemische technologie

NEUTRALISATIE, DROGING en R-13 SCHEIDING

G-opdracht

fabrieksvoorontwerp mei 1979

begeleiders:

ir W.J.B. van den Bergh dr S.J. Jancic ir L.J. Kuijvenhoven drs F.A. Meyer studenten: H. Bijl C.J. de Glopper

(4)

l. Samenvatting.

1.1. Neutralisatie.

De nog aanwezige zuren in de productstroom na de zoutzuur absorber

e worden d.m~v. neutralisatie met natronloog verwijderd. In het ongunstigst

gev

~

il)

zal deze hoeveelheid ca 200 ppm bedragen. De volgens lit.(33) aan~ezige fosgeen wordt nihil geacht, vanwege een extra aangebracht kool bed-.

Voor de neutralisatie is een kolom van de volgende afmetinzen

nood-1.2. Drogen

Aantol : 1

bed hoogte (m) : l,~O

diamet0r (m):0,70

Gekczen is voor drogen m.b.v. molaire zeven en wel Ca 1 zeolite.

De product stroom wordt isotherm gedroogd bij 60oC. De maximaal toe-laatbare water concentratie aan het eind van de kolom is 3 ppm. Het ontwerp gaat uit van drie kolommen.

Omdüt h.et energetisch gunstiger is om meerdere kolommen te gelijk

te regeneren, . worden de kolommen twee aan twee geregenereerd bij 400°C. (Thermal Swing)

Kolom afmetingen aantal 3

bed hoogte ( m)

_5,8

diameter (m) 1 , 5 bedryfstyd (h) _{: 48} 1 .3 Flash vaten.

Om de scheiding R13 van _{H12/Rll te realiseren}en om de productstroom

vloeibaar te maken is gebruik ge::na'3kt van twee flash v:,~)tjE:s. I:et eer~~te

(5)

flost v~t wordt gekoeld met bronwater tot mjn. '50C bi: een druk van C3. 3,5 ,)tm.. De damps troom voedt het tweede fl:l::h V8 t. Het tweede

flDshv')~ ,V'ordt gekoeld meteen compressie koelm2chine tot uiterlijk o

4 C. De nu nog aanwezi.[e damp wordt na3r de disproportionering cel~iJ.

De vloeistof V3n de beide flashvaatjes wordt verpompt bij ca.

7,5

atm.

naur de R,,/R,2 Jestil13tie sektie. , .4 Vloeistof-damu evenwichten.

In het veralag worden drie modellen beschreven voor de ber~kening van een vlo9'istof'-damp evenwicht:

- model volgens Chao

&

Sieder. model volgens Prauani t.z e.a.

- ideaal

Tabel 1':. Bere:kenings resultaten als illustratie voor de vershhillende methodes

r - - - .

stof' Temp .. _KC.& _S. _{Kid ..}

. ~. -

-R13 298 1 3 10

._---

-

--_

.

_---

. .- _.

-Opm. Om verschillende: redenen. die ook in het verslag be.sproken worden, lijken de K-waarden zoals. berekent met de methode van Prausnitz het nauwkeurigst •.

(6)

@

8

cu z kolomdiameter:O_i

7

m hoogte : 1,2m 60°C 60°C kolomdiameter : 1 ,5m . hooóte : 7, Bm "...

...

I

\

t

\

..

/1

I

\ /

I

\

:

,

I

\

i

X,

I

"

I.

J

,

t

\

I

/

.'

.

\

I

,-

\

-

J

-

"

6~~ g.liatel'1"a reservoir

0 '

.massastroom: ppm ru ppm HCJ. ppmfosgeen: druk : 1,3~ kg/a. 200 3,'5-atJll. / '

""

I

)

:

\

I

\.

\

I

.

I )

\

I

·

· .

.

\\

/

\

1 .

/

\ \

1 \:

\

_/

'

-(FLASHEN) 57°C 3~tm 1eFLASHVAT 3,02-3,50 atm 288 -300 K max 250 ki'/ bi) ~ ·rI S-t ~ ~

°

co ·rI " -~ ~

°

P;f'C\ S-tH P;r-I co .. 'rl O " d l (\j ~Fo 40kW 1,5kW 2'r'95-3,35 atm 2B2 -300 K max. 40 kW 2eFLASHVAT 0,3 kl,,/ 1,31-1,28 kg/s I 0,

,

(7)

z."nmOUDSOPGAVE 1. Saaenvatting. 1.1. Neutralisatie. 1.2. Drogen. 1.3. Flashvaten.

1.4.

Vloeistof-dampevenwiohten. 2. Inhoudsopgave. 3. Inleiding. 4. De neutralisatie kolom.

-6-4.1. Berekening van de stuw- en noodinggrenzen. 4.2. Berekening Height of Transfer Unit.

4.3. Berekening van de hoogte Tau de kolom.

4.4. Berekening drUkval in de kolom.

5. Drogen.

5.1. Drogen met behulp van geooncentreerd zwavelzuur. 5.2. Drogen met behulp van molaire zeven.

;.2.1.Berekening hoeveelheid benodigde molaire zeef 6. Flashvaten.

6.1. Inleiding. 6.2. De masBaDalan8. 6.3. Warmtetechnisch.

6.4. Pompen voor het leen 2e nashvat.

6.5. Compressor, ~n het oude ontwerp.

6.6. Redenen voor de keuze van het huidige ontwerp.

ltlz. 3 3

.3

3 4 6 8 9 9 12 12 13 15 15 15 16 21 21 21 28 32 34 38 7. Computerp~ts. 39

7.1. Beschrijving van het multioomponent vloeistof-damp evenwicht oomputerprogramma.39 7.l.2.Berekening van de fUgaciteitscolfricilnt.. 39 7.l.3.Berekening van de rugaciteitsoo!rrici3nt van de vloeistof. 41 7.1.4.Berekening van de activite1tscoëfficiënt. 42 7.l.5.Voorwaar4en voor het gebruik multicomponent vloeistof-damp evenwiohts- 43

rekenprogramma.

7.1.6.Volgorde en vorm waarin de gegevens in het programma ingeToerd moeten 45 worden.

(8)

blz.

7.2. Het berekenen van vloeistof-gasevenwiohten volgens d. methode Chao & Saad.r •• 46

7.2.1.(VLEQ)De evenwichtsoonstante. 46

7.2.2.(KID)De vloeistoffugaoiteitsoo3ffioi3nt. 46

7.2.3.(SlJGAM)De aktiviteitseoëffioi3nt van een vloeistof. 47 7.1.4.(SUZET en SUPHI)De fugaoiteitsooëffioilnt van een gas. 47 7.2.5.BeperkinBen van het model volgens Chao & Seader.

7.2.~.Onze aanaerkingen blj het Ohao & Seader evenwiohtsmodel. 7.2.7.Invloed van de solubilityparameter op de K-waarden. 8. Discussie & oonolusies.

8.1. Neutmliaatie. 8.2. Drogen. 8.3. Flashvaat j ell. 8.4. Computerprogramma., .. s. 9. Literanur. 10. S1BboleJÜ.jJst.

Appadix l.ierekening _.~:' T8D de diohtheid van lae" prod'Uktgas. Appendix 2.Gasdiffasieooëffieilat.

Appendix 3.Bet werkgebiei van het l e en 2e fiashvat.

Appaadix 4.Alternatief voor de Rl~Rll/Rl2 soheiding en kompressie. Appendix 5. Y/aDlteteolmisoàe ta.ellen.

48 48 49 51 51 51 51 51 53", 55 57 59 60 70 72

(9)

In het kader van de vierde jaars G-opdraoht hebben een UDtal .tU.enten

sohe1kandige teohnologie eR werktuigbouwkunde eem freonen ~abriek ontworpen.

In dit verslag villdt u àet deelontverp "n8\11;ral.ieatie, cirogiDc _ ooaprea81e".

De"neutralisatie, dzosiDB en oompre.8ie"-.ektie be.tond uit een teobDoloog

(10)

t

r

f

(

f

.

-9-4. De neutralisatie kolom

Hoewel bij de fabriek in Weert de neutralisatie kolom bijna uitsluitend dient om fosgenen te neutraliseren, wordt in dit fabrieksvoorontwerp de hoeveelheid nog te neutraliseren fos-geen minimaal be3chouwd. Er zal in het product gas)nadat dit door een koolbed is geleid~geen fosfeen meer aanwezig zijn vanwege de hydrolyse aan he t kool (1 /:.

COCl 2 t _H20 ~ CO₂

+

2HCI

Het ~al dus alleen nodig zijn het overgebleven zoutzuur na de HCI absorber te verwijderen •.

Uit

pUblicatie~)blijkt

dat in het ergste geval deze hoeveel-heid ongeveer 200 ppm is.

Om deze hoeveelheid tot ca 1 ppm te reduceren, wordt de productstroom door een met porceleinen raschig ringen gevul-de kolom geleid.

Als neutralisatie vloeistof wordt natrium-hydroxide gebruikt. Het is zeer aannemelijk dat het neutralisatie proces helemaal gasfase gecontroleerd wordt.

Een uitgebreide berekening wordt gegeven voor: samenstelling

A: 75 gew.% Rll en 25 gew.% R12.

In het volgende zal de HTUg (Height of a Transfer Unit) van dit proces berekend worden. Hiervoor is het ook van belang eerst de flooding grenzen te kennen(15).

4.1. Berekening van de stuw- en flooding grenzen.

D.m.v. dimensie analyse kan een aantal kentallen worden opgeschreven die de stroming in het gebied van stuw- en flooding grenzen weergeeft.

n.l. a u 2

g

Het blijkt dat het nuttig is om twee combinaties van deze kentallen te maken, n.l. 1)

I =

À •

[~r

/2 [

~~

1

Q. 05

>. -

u g 0,5 g -1 :: a

.

Ë'

belasting factor

pakking ~actor _(fig.

₅₎

(11)

(2)

[

-

f

Pl~

]

1/2

2)

r

=

:.l

d

Voor flooding is het verband tussen

#

en

f

weergegeven in

fig. 2. _I 11 I I 0

[EQ

r

f .

[IL

t·

5 ~ À. 9 7/g 0.8 ~ _r--..., ...

r--..

_r-..

0.7 f'..

I"- _{Ser! zadels} I ... t"- ... 0.6

~

""

--

r-...

'"

... 0.5 r--_t-....

""

f'..

"r--..., Raschig ring~r-.

'"

_~ . 0.4 Pall ringen -...

i'-...

"

... ...

_r--.

,

t"-0.3 r--_i'f'..

""

r-... I ' 1'--1"-_r--.... 0.2

-o

.1 1

~1 ~~

.

[:6]2

I

o

o.m '0.10 lO

Fig. 2. F100dinggrens van losgestorte vullichamen. Tabel I _{gegevens nodig voor berekening van de HTU}

g

T-60

oe

P-'3 7 a1;.!]} grootheid waarde oorsprong _opmerking

F _{500[m- 1}

]

_{fig 1} _{25 mm Keramische Raschig}

p

ringen

fg 19 _",5 (kg/ _m

3"

berekening afgebroken viriaal reeks appendix 1

-f\

_1281[kg/

₃

_1it₁₁ _{25% NaOH}

1

₁ _{17.10- 3 (Ns/}ID_

m

2

1it. J.t 1Jg _{1 ,2.10- 5}[N~/m2 _lit₁₁ lOg _{1,7.10-6 INs/}

_m2

_berekend

(12)

-11-Met behulp van Tabel 1 wordt berekend:

~=

8,105

~

I

De verhouding _{tussen ug} en uI volgt uit de massa stromen. Stel

i :.

5 :: ~ 1 6; 1 "

.li.z..2..

;z. 0,0186-

-9

1281

f

~

8,..105 "jf. 0,0186 .::: 0,..151 uit 1'ig 2')

~

= 0,"

( 1 ) ~

Gewoonlijk werkt men op 70% van de 1'looding grens fi g

7 ,

p=0,2'

De gassnelheid wordt dan~

u g

=

~

I,T)

=

0 204[m/s,.

l

uI:: 0,0186 • 0,204

=

,,8[mm/S]

M.b.v.

_{ug en uI is het mogelijk de kolom diameter te berekenen:}

Oppervlak van de kolom A.=-

~mg

=-

1. '1

= 0," m2

~

d

-=

64cm UgPg 0,204.19,5

Nu de vloeistof snelheid en de gassnelheid bekend zijn, is het mogelijk HTUg te berekenen.

100

- 1 1 1 1 1 !.

II

1 11 I J

_·/.!-Y91l.9~ flooding grens (fiq.7l _{I -}

--

~ I -- --I -I- ~-90 ~ i--' I-~

-

-~ ;;;-Poll ringen, l--... 1---:,.... 8erlzadel~~ ~ ~

I ...

~ l.--' 80 70 V V

V

/ ' _{Raschig ringen!} ... ~ 1/ ... V / ' V 60 f - - -

f--I

I . 1

I

2 i}~{;;l'

I I I 50 r 0.01 0.10 _lO

(13)

f

I

i

(

f

-12-4.2. Berekening Height of Transfer Unit.

Voor een gepakte kolom geldt (15) :.

'*

0,4 2/3 HTU g ::: 0,44.10-3 Re, SCg Sc = g U 0,56 I 0.204.25.10-~19&5 1 , 3. 10-

5

-5 1 • 3 • 10 ::: 0,49 1 , 7 • 10-6• 1 9,5 - 7,65 • 10 3

=

0:,20

Lm]

Omdat de absorptie factor zeer groot iS_J1'V10 4) kan de weerstandl

in de vloeistof fase verwaarloosd worden, n.l.:

De berekende HTU_{g is dus de overall overdrachts trap.}

4 .. 3. Berekening van de hoogte van de kolom,.

Het is nu belangrijk om het aantal overdrachts eenheden te berekenen. Wanneer axiale dispersie verwaarloosd wordt, wat

echter zeker nie~ geoorloofd is, kan voor een overdrachts

proces met een overall weerstand in de gasfase een eenvoudige formule afgeleid worden:

Cgu -N

-

=

e g ~ Ng:a 6

Cg_i

De hoogte van de kolom wordt dan: Nog Jt( HTUog :: L

6 ~ 0,20

=

1,20

Om de stromen goed door de kolom te leiden, om zoveel mogelijk axiale dispersie te voorkomen, wordt de kolom

(4)

aan

beide zijden verlengd met een meter aanvoer resp.

(14)

f

r

f

I

f

(

f

( 4.4.

-13-Berekening drukval in de kolom. Voor Raschig ringen geldt(15):

4.I?::.

H

Fp

=

:3

pakking factor fig. 5 F2 :: U

e

1/2 g f~

~ ~

P

=

3600 N/_m3 H F. I ~ 1 plm 2000

~f"

Î' '\. Berl zadels

"

keramisch ~

"-'"

1000 8 00 6 00 4 2

AA

1 00 Raschig ,;' I -ringen--rnetaal I

.

"

_"

"-"

.... ~

....

~

"

,"-

_""

~

~"

Pall ringen ... (melaaI)

'-"

I"

"-,"

~ 1\ 1\

""

... ... _1\ r--.~f"~ ~' 8 10 20 30 40 60 80

!"O min~I~_ pakk i ':I.<l.~~~ment afmeting. mm Fig. 5: Pakkingfactor Fp voor verschillende typen

vullichamen.

Bepaling van de vloeistof hold up~ 2

J

1/3

ht

=

1 ,22

[~~~

hl

=

0,0475 m3

Het uiteindelijk drukverlies over de kolom is dan~

APnat - Pdr (1-3,,5h

i

)

=

621

NI

m3

H H

(5)

(15)

r

-14-1\ P :: 621 .lI 1 20 == 745 N/.2

LJ nat ] \ ,

De drukval over de kolom ie dus slechts 0,01 atm.

Dezelfde soort berekeningen zijn herhaald voor de andere samenstelling B, 60 gew.% R12, 40 gew.% Rll

Tabel 2: resultaten neutralisatie kolom berekening.

grootheid 75 gew.% Rll 25 gew.% R12 40 gew % Rl1 60 ~ew ~

12 Ug mis 0,,204 _{0, 189} U mml 1 s 3,B 3,3 dkolom cm 64 ₇₀ HTUg m 0,20 0,21 NaOH op1.

dDÏl

1.2 1.3 Nog 6 6

t

d -'oogte m ₁_,2₀ _{1 ,20} kolom drukval ln _0,07 0,07

Tat slot een opmerking over de te gebruiken natron loog Wanneer inderdaad geen fosgeen meer in de product stroom zit, kan het natron loog gebruikt worden tot het bijna totaal verdwenen is. Het is dan handig om de neutralisatie batch uit te voeren met een reservoir onder in d~ kolom.

(16)

5. Drogen

5.1. Drogen m.b.v. geconcentreerd zwavelzuur.

Omdat de aanwezigheid van water in freonen al bij zeer kleine

hoe-veelheden (enkele ppm) onaangename luchtjes veroorzaakt, is het

nood-zakelijk de product stroom zeer diep te drogen.

Vroeger werd voor het drogen van industriele gassen geconcentreerd

zwavelzuur gebruikt.

Voor het drogen van freonen is geconcentreerd zWDvelzuur minder

geschikt want:

Hoewel gewerkt _{wordt bij 60°C, is de dampspanning vnn H2S04 al}

zo hoogt dat dit corrosie zou kunnen veroorzaken in latere

kolommen.

- De drukval over de kolom zal zeker hoger zijn dan bij gebruik

van molaire zeven.

- Voor het regeneren van het zwavelzuur zal een aparte dure

instal-latie nodig zijn.

- Nanneer met _{H2S04 gewerkt wordt,} zijn altijd dure materialen

nodig.

Droging met zwavelzuur wordt hier niet verder uitgewerkt omdat ook

uit de literatuur blijkt dat het wel werd toegepast, maar dat

he-dentenuage modernere droogmiddelen worden gebruikt.

5.2. Drogen m.b.v. molaire zeven.

Een tweede mogelijkheid bm gassen te drogen is m.b.v. molaire zeven,

1

d.i. kristalijn aluminiumsilicaat. In de poriën van het

aluminium-silicaat worden kleimmoleculen zoals water geadsorbeerd (grafiek 6)3.

"-~ t; ~ t; ~ "" :... '" "-Ol _sr '" ~ ~ ~ ::! ~ ···---v,...,n-1 .... - - - l V:f ... _ - - - 1 veN ~ .---~~ ~N _v·:> ---;-dl;;::-.:;;:l!U=.·p;:-;::jQ::-::I\I---····---d::'"S-.:-l!-U'-PJ-OI\I--l .~ ---1 &. ~1!UO!J3)1 ~ ···---~OI=!UO=!'".-3-1 ~ ····,---==.I""'!ze=q=.4:>=---l

..

xc:>

(17)

Uit grafiek 6 volgt dat Ca A zeolite het best voldoet. 5.2.1. Berekening hoeveelheid benodigde molaire zeef.

Aangezien gassen altijd mengbaar zijn is de hoeveelheid water in het product mengsel evenredig met zijn verzadigde dampspanning.

ilanneer we hetgas beschrijven met de afgebroken viriaal reeks

volgt de concentratie van het water uit~

pil ;;: n

R T v . _vl.r

Tabe13 ~ Water inhoud in het product gas T= 333K,P

=

3,75atm

•

so.menstelling

<~~.)

_CH20 [,~

W

_gasrl/s] _{"H 0 [glsJ} 2 75gew%

~l~

0,1992 7, 1 9. 1 0-'; 67,2 8,7 25gew%

_.

40gew'.?6 R_l1 0,1992 7,19 .. 10 -~ 71 , 1 9,2 60gew% _R12

Uit tabel ~ volgt:

Bij een product verdeling 40gew% Rl l ' 60gew% R_{12 is het meest water}

in de gasstroom aanwezig.

Er moet do.n 9,2 gis geadsorbeerd worden in de molaire zeven. Uit grafiek 7 blijkt dat bij 60°C

1

22ge~~ water in de molzeef geadsorbeerd word. (c) 0.30 0.10

r---,

__ --7--

6

_-..r---

I

L----====~

5 0.5 0.10 r!p~remn~eJ(~to~n~)~O~~~~~LJ o L 4 8 12 16 20 24 - -- - - - --.

-(c) AdSorptlon of water on zeolite A. siUca gel, and alumina (12). (1) zeolite A 298°K·

(2) ~ilica gel, 298°K; (3) ~HteA. 373°K; (4) silk:a gel, 373°f; (S) alumina, 298°K; (6) •

calCIum cxchanged A, 298 K; (7) calcium exchangod.A, 373 K; lnsert shows adsorptlon at

low pressurcs.

Het is nu mogelijk om de hoeveelheid benodigde molzeef te berekenen, wanneer er van uitgegaan wordt dat de kolommen eens in de 48 uur geregenereerd worden.

(18)

De

9,2. 48 .3600 = 1589 kg WDt~~ hiervoor benodigde hoeveelheid molaire

1 5 89 • 1

§

~ = 7 222 kg

Van Ca A zeolite is de dichtheid 704 kg/m)

zeef is

De inhoud van de toren wordt dan 10,"3 m) J (poro8iteit 0,4)

Dit betekent bij b.v. een diameter van 1,5 m een hoogte van het bed van 5,8 meter.

Opm.

Aangezien practisch al het overgebleven water over de top (bij de R₁₁ /R₁₂ scheiding) van de kolom meegaat, zal bij lde ongunstigste samenstelling 75geWO~ _{R 11 '} 25geWO~ _{R12 slechts 3 ppm water in de} pro~

dUktstroom mogen zitten.

Berekening van de partiaal spanning van wa~er geeft een p= O,0145 mrn 't{g fig. 7

_..

een beladingsgraad van de molzeef van

±

10%

Bovenstaande moet aantonen dat het molaire zeven bed eigenlijk groter moet zijn ~an berekend.

l '

literatuur J spreekt dan ook over een LUB (1ength of the ~nused Qed)

Dit stuk niet gebruikt molairezeef bed ontstaat t.g.v. een massa transfer front.(fig. 8)

POSITIO~ OF THE

H~).i7JFMgRtE.Ef~~~JlE ::

Mtos,s TP.~N'iFE~ FRO"!T OURING Q'I'NAMI( ~DSORPTIOlj 11 ~ % o ~ o

C

Oil:AE

SP

O

~

IJIN

G

EFFLUENT

,

'

."i

---p

~A'

-

~

;:

:

,

" ".,TH'OUOH T ' ' ' '

l

~

o ~ e. e.

fig. 8:vorm van het massaoverdrachtsfront •

Voor een kolom zoals voor de freonen droging zou de LUB in de orde

( )

van 10% kunnen liggen. 3chte meetgegevens zijn hierover nog niet bekend.

Bij regeneratie dient hier echter wel rekening mee ~ehou~@n te worden. Regeneratie vindt dan ook altijd in tegenstroom plaats.

(19)

-Regeneratie van de molzeven vindt in dit soort gevallen altijd plaatE bij zo'n 300 à 400 oe.

De hoeveelheid warmte die toegevoerd moet worden is groter don de

adsorptie warmte 25 • (fig. 8 A H is 18 Kcal/mol) 18 ,; 1589000

18

6

=

1, 6. 1 0 Kcal.

Het is energetisch verantwoorder om meerdere bedden tegelijk te

re~eneren. Dit kan dan in serie gebeuren.

Over de warmte huishouding van de molaire zeefkolom is veel meer

te berekenen. Dit is wegens tijdgebrek niet gebeurd.

- Een andere m~nier om het water uit de product stroom te

verwij-deren is pressure swing adsorption. 19 ,20

~egeneratie vindt hier plaats door drukverlaging tot dicht bij

h«.t

v8cuum.~roewel een zeer interessante(veel 'kleinere kolommen) methode

is,wordt deze hier niet verder uitgewerkt.

- =en derde methode om te regeneren is m.b.v. een gas dat niet geadsorbeerd wordt ,de kolom te strippen.

~e drukval over de kolom wordt berekend met ue vergelijking van

Srgun; voor turbulente stromingen rond bolvormige vullichamen geldt:

L1 IJ:: 1.75

o

1-~

[ =

o

2 H (J g lig )

a

r de porositeit

=

de deeltjesgrootte

Figure 8.22(a) lsosterie heats of adsorption on zeolite A (12): (1) wa-ter on NaA; (2) wawa-ter on CaA; (3) nitrogen on CaA; (4) nitrogen on CaA; (5) argon on CaA; (6) argon on NaA.

o 20 16 15 0.15 v (cc/gram) (N.T.P.) fig. 8 7 2 0.20

(20)

Tabe14: Resultaten kolom berekenin.

H (m) : 5,8 Tregeneratie =

aantal : 3 P (atm)

inhoud (m3 ) :10,3 mol. zeef

AH (Kcal):J,6.1 06 41' (atm)

400

°a

3,5

Ca A zeolite 0,01

ciia.eter (a) : 1,5 _.axiaaal_{te Terwijderen hoeTeelheid}

w

Voor de droging met molaire zeven is het noodzakelijk dat er zich

zo min mogelijk zoutzuur in de product stroom bevindt.

Zoutzuur gaat een reactie aan met de molaire zeven.

In de literatuur 17 wordt aangegeven dat door deze omzetting het

(21)

6. Flashvaten.

6.1.. Inleiding

In het oorspronkelijke fabrieksvoorontwerp wae sprake van een compressor die het freonen- gas. afkomstig van de drogingssectie , naar 6-8 atm ... comprimeerde •.

Vervolgens werd dan het gas afgekoeld, gecondenseerd en verpompt naar de druk (ca. 16 atm. 1 die gewenst was voor de R13/Rl1-R12 scheiding.

Spoedig bleek dat bij de condensatie tot lage tempera-turen nog damp aanwezig was.

Het idee i.s toen.. geboren, om de f'reonendamp, bij de na de drogingssectie heersende druk (ca. 3 )t. 3,5 atm) t

part~eel te condenseren.. De damp :ha de flashvaten

be-clan.

vat relatief veel R13. Het ie mogelijk om het doo~

AKZO ge~Hste percentage zuive-rheid van de productstromen in de flashvaten(wat betreft de verwijdering van R13/ te halen.

Het eerste flashvat is zo ontworpen dat deze gekoeld kan worden met bronwater ( of voor een gedeelte met kanaalwater ); het tweede flashvat moet wegens de lage temperaturen gekoeld worden met hulp vaneen compressia-koelmachine..

Het lijkt erop dat het huidige 0 htwerp de mG'gelijkheid biedt een R13/R1t-R12 destillatie kolom op hoge druk en een dure compressor t.tE besparen.

6.2. De .. massabalanS3

Voor het. berekenen van df! damp-en vloeistofsamenstellingen en de 'Ilerhoudil!llgen daarvan i.s gebruik gemaakt van het

computerprogramma dat werkt volgens het model van ehao

&

Seader. (7.2.1 • )

Als uitvoer van het programma is in eerste instantie belangri jk:.

a) De vapourratio

b) De molfractie in de vloeistoff'ase c) De molfractie in de dampfase

bij gegeven temperatuur en druk en totaal samenstelling van het mengsel.

In tweede instantie zijn de parameters belangrijk die samenhangen met de evenwichtsconstante.(Zie hoofdstuk1 )

(22)

Om te kunnen bekijken waar een enigszins optimaal gebied ligt waarin de flashvaatjes zouden kunnen werken, zijn

grafieken getekend met de volgende vorm:

1} De vapourratio (= VRY 2) mEt 1-= vloeistofstroom G :. dampstroom verder is O~ VR~l en VR =1 aengsel VR .:0 mengsel is is [mol/s] [mol/sl volledig damp volledig vloeistof Lijnen van constante vapourratio.

3) Isothermen: dit is de totaaldruk in het flashvat als functie van de gewichtsfractie R13 inR12 bij constante temperatuur.

Aangenomen is dat alle R13 samen met R12 verderop in

de scheidingstrein over de top van de Rll/R12 destil-latiekolom zal verdwijnen.

Het door AKZO ge~iste criterium van niet meer dan 0,05 gew. % verontreiniging in de uitgaande productstromen is dan te vertalen door te eisen dat er niet meer dan 0,05 gew.% R13 in het R12 zit.

Weliswaar zal in de destillatiekolom ook Rll als ver-ontreiniging over de top verdwijnen. Echter we nemen stilzwijgend aan dat wat aan Rll meegaat met R12_Jook aan R13 meegaat in de bodemstroom Rll.

(R13 is in de destillatiekolom boven zijn kritische

crIn

temperatuur. Het is niet bekend of R13 beter oplost in R1l).

Een geschikt werkgebied berust op een juiste keuze van temperatuur, druk, de Rll/R12 verhouding en de hoeveelheid R13 in de voeding.

Uit varianten van deze parameters blijkt dat - hogere druk - meer R12 in vloeistoffase

- meer R13 in vloeistoffase

- VR kleiner

- hogere temp.- minder R12 in vloeistot'fase - minder Rl' in vloeistoffase - VR groter bij: (R11!R12< ) (Rl 3/R12"> ) (Rll!R12 ;» ( R 1

3IR

1 2 <.)

(23)

- meer R12 in voeding

minder R13 in de voeding

Rll/R12 verhouding kleiner

- grotere verliezen aan R12 (indien druk en temperatuur constant)

- lagere temperatuur noodzakelijk om de gewenste scheiding te krijgen

(druk constant)

- hogere druk gewenst (zie hiervoor) gunstig voor druk en temperatuur keuze

- gunstig voor vapourratio

Voor de samenstellingen A, dit is: 75 gew .. % Rll, 25 gew.% R12 en 1 gew.% R13 en BJ dit is: 40 gew.% Rl1, 60 gew.% R12 en 1 gew.% R13, zijn voor de keuze van de werkge-bieden gra~ieken getekend. Voor deze wordt men verwezen naar appendix 111

Uit deze grafieken blijk~ dat de volgende drukken en tem-peraturen voldoen, met als kriterium: gew.% R13 in R12

<

.0.05

.

taDel 5 : f-'--1 e flashvat 2e flashvat samen- P atm T K r P atm T K VR tot stellinR: al 3,0 ~O5 I _3,0 ₂₈₀ _0,050 I a2 _2,9 305 2,9 280 0,054 a3 _3,0 ₃₁₀ _2,9 280l 0,050 a4 _2.9 310 2,7 280 _0,057 bl _3,2 ₂₈₅ _3,0 ₂₇₀ _0,060 b2 2,7 280 2,7 270 0,077 b3· _2,6 _28Gr _2,6 ₂₆₅ _0,0526 b4 3,1 285 3,0 270 0,057

Uit de tabel is de volgende keuze gedaan voor het op-timale werkpunt met behulp van de kriteria:

- ge w. % Rl 3 in Rl 2

<

0, 05 - VR zo klein mogelijk

- temperatlL ren zo hoog'mQgelijk - druk ca. 3 atm.

(24)

Samenstelling al, a3, bl, b4 blijken redelijk te voldoen.

tabel 6 _{De Ilolfraktiea van in- en uitgaande stroaen}

kode ingaande saJllen- uitgaande vloei- uitgaande

daap-samenstelling stofsa.enstellin~ samenet-11i lur

R11 R12 R1 3 R11 R12 R1~ R11 R1=' 1)1~ a1 b,738 0,25 0,012 0,771 0,229 0,0001 0,11' O,~51 0,236 .3 0,738 0,25 0,012 P,770 0,230 0,0001 0,123 0,638 0,239 b1 0,362 0,626 0,012 p,382 0,618 b,0004 0,028 0,763 0,208 b4 _ 0,362 0,626 0,012 P,382 0,617 p,0004 0,028 0,166 0,206 . - _.- -" ... - - _ ..

Deze keuze geeft aanleiding tot de volgende opmerkingen: a) Er is geen rekening gehouden met Rll/R12-verhoudingfla

de (I~sI.1I8ten. ,

De damp uit het tweede flashvat die naar de dispropor-tionering stroomt, bevat veel R12. Met regeling van druk en temperatuur is dit niet op te lossen.

Een mogelijkheid is om de voedingssamenstelling van het le flashvat te veranderen.

b) De temperatuur van het 1e flashvat bij samenstelling is te laag gekozen. Een redelijke temperatuur zal op zijn minst ca. 290 K moeten bedragen.

c) Samenstellingen met een druk van ca. 3.0 atm. en een lage VR hebben de voorkeur, zoals al, a2, bl en b4. d) Bovenstaande geldt alleen voor samenstellingen met

1 ,2 mol % R13 in. de Toeding

Om aan de Tori«e vier punten tegemoet te komen, zijn de volgende correcties uitgevoerd:

1) De samenstellingen zijn gewijzigd door meer R12 in het mengsel te brengen. Dit. is uitgevoerd met 1,2 en ca. 1,0 gew.% R13 in de voeding.

2) Het R13 gehalte is gewijzigd in 1,2 gew.%, ,achteraf blijkt dit percentage veel te hoog te zijh. Dit is

alleen maar gunstig. (Verder niet uitgewerkt-tijdgebrek) 3) Werkdruk en temperatuur zijn verhoogd.

(25)

Tabel7: de samenstell ingen die geed _ voldoen R 11 R12 Rl., Al 0,7313 0,2592 0,0095 A2 0,7297 0,2584 0,0118 Bl 0,3905 0,5996 0,0099 -B2 0,3848 0,6031 0,0121

Opmerking: alle fracties zijn gew ~ .-!~.ct1 ••

Wegens tijdgebrek konden niet alle vier de samenstellingen volledig geoptimaliseerd worden naar druk en temperatuur in

het eerste en tweede flashvat,.

Zo bevatten de samenstellingen Al en B2 teveel R13 in R12

(ca. 0,01-0,10 %)~ Wellicht gaat dit overschot in de

bodem-stroom Rll van de destillatiekolom mee.

Doordat na de drogingssectie de druk ca 3 ·a~m zal bedragen

en we toch ca.3- 3,5, atm nodig hebben, bevelen we aan om een

blower na de warmte wisselaar, die volgt op de droger, te plaatsen (zie flowsheet).

Helaas blijkt met de bovengenoemde wijzigingen dat de VR flink

toeneemt, d.w.z. tot ca 0,059 á 0,083.

Met al het voorgaande is het eenvoudig om de massa balans op te stellen: Voor de component Rl1 betekent dit:

1 e flashvat::

(I) x (1 )" ~

Rll Rll : _{fmol tot} ( 1 -VR) . 'I

+

4 ORll ( 1) M Rll j'moltot ti, VR I

=

::. ~m in gis rin

=

(0),1.. M x "mol I(rt tot,. (l)

waarin: xR11 MR1' ,

~moltot

_{Cl-VRr ).}

=

uitgaande vloeistofstroom

Rll gis

(i)

~mOltot

'1R 11 MRt 1

_•

VRr

-

uitgaande dampstroom

Rll gis

x(O) _MRll

_~Ol

_=. _{ingaande stroom}_._Rll

Ril to~ g/s 2e flashvat:: '" (1) d Rll MR1l

~mOltot

VRr -

~mrrin =(XR~T)

_{(l-VRrr )} t

~Rl~2~

VR

_rr)

\

(26)

waarin: xRl1 (l-VRrr ) MRll

~mol

VRr" vloeietot'stroom gIs tot.

YRll ( VR_{rr )}

~ll

~mOltot

VR

_{r ::}

dampstroom

Y_R11 M_R11 ~mol . VR_r

=

ingaande stroom Rll - totale

t.ot

uitgaande stroom.Rll

In tabel S staan alle resultaten van samenstelling Al, A2,

Bl en B2 vermeld.

g/t!J

(27)

c..., W· . I r:r. ' 1 .. ,J."'( 0 ,'( .f. .,1 .l V.. ..

~ ~ l~

;'

I ió'.I. - :'1

E~

:0-

0~

8 :0-"i "·l.:OJ!·; !i101/s

11

1 ,:

,

')

1·" , .or" y. ~11 1:112 I,) 2) 1 lAl 73 ~6 1 3,1130010,102 7,065 12)3't9 • ? IA ₁ I ₃_~_,_') I ₇₁_,_:~I _~'_,. 1 1,\2 ~ 1A2 1 131 'Or , j 3L _,1 3;' .,

..

t. .... , ~'

-/ J,;; 1,2 13,02130010,1;11-- 16,9: 12,19 ;,6 12,;,012::1Io,593 IO,0711.:>,21!' 10,212177 1 3,5012'1010,231 3,::4') 14,791' Y.:OI':;)::::~ ;;';::iY'~ -!l13 in

~-"l :..:.:=!....:-.-_--=~--~'.1.,,11kW' :1'= ' -- K ":lg hOOG K KOLPLIJK,

.-0,048 1240 ,6 15 0;35 :1 0,5 1,7 k'II o,O't71 -- I -- I -- I -- 1234,8 0,084 1 0,05010,09'+ 1 0,119710,1561 15,9 14,5 ,I 0,5 2 ,2 k~'1 0,026 214.5 111,3 10,1261 0,05010,02\ 10,59310,1281 37,4 14,5 :: lill 13,Î _." _-,.- _;_,_{5 .}_.₁₂₇₅_10,_:'93₁_o,OG₂₁_.;_,₂₃₈_11,₅₁₄

"

., . 2,6 0,5 15,2 k:1 1 1.:2 ./ ,J S': ,j l,:! 3,~·"128[1),293 1-- 13,é7'; 15,317 _O,041;j _-- _{1 --} ₁ _-- _I_-- _1227.5 2 1P2 L::,i! ::21, :i 0, () _3,2₀_{127 4 1}₀_,4₆_{1 1}₀_,08₃1~,l~2 _10,₈₃₉ _{41,3 10,1191}_o,05J~IO,032_I_{0,72710,15711}₇_,5

1). In de tot~lc vloeistcf5troo~ n:l het e0rste en twaeJ~ flashvat~

2). In de v1oei"tofstroor~ van of het e~rste of het tVlae.1e flashvat.

3). V,n da :,o[;'pres"or.

17,5 _,3 _{0,50 12,6}_k';1 .

"

...•

·:'[tt

I~: I:' 1" ·1 ~N

t4

.,

_:;

-'

_I

_'

I'

_.

t; _, " ---~

(28)

(

-28-6.1.

4armtetechnisch:

De vr8~g is hier: haeve~l Nar:nte mlet er :naximaal worden

onttrok-ker: : ) '"!I: Je :"tl1, .1""t12, R,13- j8~pstrOGm orn Je gewen:Jte hoev"eelheic1

kcnJ8~s te kri2gen?

ile vo' gerde .::1' :nno:nen ,vorl.len gedDDn:

a :)e hoeveslhcid R13, die kondenseert, wordt verNDarlecGd.

~ "even" worJ t ii13 niet in de berekening v:Jn de vOi;lb,')re,v:.:.lrrnte

·"CëGcno:nen.

In ~eide gevGll en gaat het om zeer kleine bijJragcn « 2~)

c .~r .,crJt [,e"n rekenint; L,ehouden met mcngwDrrnte.

:_.~n eniGsz ins nouwkeurig schat t ing ti:; v erkrl ,;gen VUTi Je te OL t

trek-ken :10eveelheid warmte z i~n de velgende benadef'ir<~en ui tt::;evoerd:

A ~e totale kondens'3tievv'Drmte (~loter.te w'urmte) is ber..'3derd met:

T="'5° C ~,~et stap2 es van

Hierin is: ~+= kondens3tiewarmte

4i

=

auntel molen dat per AT 8tap neer~;laat

~ - kondensatiewarmte

l

-Tbegin= temperatuur waarbij l e konder..sntic optre~dt

Tuit

=

eindtemperatuur in het flashvat

Voer resul t3 ten zie appen4ix 5.

k.l

mol/s

kJ/~nel

·C ·C

B De hceveelheid "koude" (voelbBre,{armte) die Lc.Jig is om het

~enggel af te koelen wordt op dezelfde mBnier bepaald als de

kondensatie warmte.

1. ~fkoelen van de damp: Qkd= Tui ~ t [ ( Cp(T) ~ '\'1'" tCp(T}

'Tl T' Rll (d ) .. 01 R 11 R12

..L = ln I amp damp

• (Tui t

-'riJrn(~

t stopj e ') van T=5°C

Hierin is: Tin

=

intreetemperDtuur in het flashv ·t

Tuit, zie boven.

t

=

armtDl molen J:1Tnp Jie in een d T :;~ap

ont-8taan.

Cv

· -

scorteli,;ke wOl'''lte von de d'1:np

\,

molls

(29)

(

,

-29-Ji t ga 'ft Ju S :118 volgt: men neemt de hoeve u 1 he ie.! damp tl i eper Ll

-:'-stap vrij komt er: bekij kt hoeveel w3rmte el' on t t r'c k ;{en moet worden om deze hoeveelheid damp van de hoogste te:nper8t.Ullr in het f

lash-V~Jt t ot de l B::lgste " Tstap"- ter:lperatuur af te koel en. (of iets nauwkeur iger: tot de gemiddelde stap temperatuur).

;~et begin van de som:natie ligt bij de la·~jZste 't cffi!,2ratuur in het fl~3't1Vat, het einde bij de intreetemperatu,lr vaL het flashvat; deze

o

ir;l.r€c~emp is genomen op 57 C (voor alle sameLstel~ingen).

2. ,'.fkoel en \l,~r~ de vl oeistof': Tui t

~

kv=

~

[ ( C Py ( T)

4

T=Tbegln Hll Rll t Cp (T)

~

:

)(T-Tuit)l v U12 R12 ~ . T __ 5C1 C :net s lapJ es Voer iu~t, ~beLin en ~~zie boven.

Cp _y.

=

300rtelijke warmte van de vloeistof

\,.

[kJ/mol

c

]

De sOTTI':at ie verl oopt anal oog a:::ln die van <'kd: men berekent

de hoeveel heid warmt e die onttrok~en moet worJen a~n de, in

een A T stap, é;;ei;ondensecrcle damp V3n Je hoog<'t e ".:::tar;" - tempera

-tuur t ot 8'3n de eindtemperatullr in het flashvat.

f~it..l';h,

~t.'lrtternperatuur van de somr.:atie i s de temper3 tuur wa rbij de

eerste kondensatie optr eedt.

~e tota~l te onttrekken voelb3re warr~testroom worJt Levonuen

elocr: ~k- Qkd r ~kv

En Jeze geeï t me l de kondensatiewarmte Toor d. totale warateetrooa:

Ci_to_t

=

i.ikt ~

t

.kvensta ';nde i s uitgerekend voer de v 0 lCènde s~rnenste 11 ingen:

tabel _8b.

kode eallenste.l..l.:1.ng _{mol traktie}

R11 R12 R13

A1 Ot~04 0,284 0,012

A2 0,702 0,283 0,015

B1 0,360 ),628 0,012

(30)

I

f

I

Voor het eerste flashvat blijkt er ca. 250 kJ maximaal aan koelver-mogen vocrhanJen te moeten zijn en voor het tvveede C:J.. 40 k,J.

(zie appendix 5).

-~'oeveclheid koelwater voor het eerst~ flashvat.

Sr wordt .' uitgegaan van bronwater van 11 ~C dat door de

d8mp-stroom in het eerste flashvat opgewarmd worJt tot 31~C. Hieruit

vcl~t voor het koelwatervolumedebiet:

<-2tot ''-Vbronwater= Cp A T t'J water water Jwater . '3

ca.

1 1 m /h

-Koeling van het tweede flashv3t .

::.

250.000

41 80.20.100C

Van~ege de lage temperatuur (0-12°C) is het niet meer mogelijk

om te koelen met bronw~ter. Voor koeling dient dan de hulp

inge-roepen te worden van een koelmachine. Er is gekozen voor een

compressie koelmachine. Uit de warmteberekening volgt dat ca 40 kW aan koude "geproduceerd moet worden".

In de literatuur (vademecum) worden enige koelmiddelen genoemd.

Van de door ons zelf geproduceerde freonen blijkt R12 prima te

voldoen.

Freon 12 heeft in ons geval een koude factor van ca 14 ~ 15 (zie

o

grafiek 9 ) Aangenomen is dat het hoogste warmte niveau 27 C en het laagste die van het flashvat is ..

De koudefactor wordt voor het berekenen van het compressievermogen gebruikt (vgl. Carnot rendement):

waarin. Q'

=

onttrokken vermogen, kW

A

=

compre5sie vermogen] kW

Het theoretisch compressor vermogen hoeft maximaal 3 k'N te

bedra-gen (tabel 8 ). En als het rendement op 50tgesteld wordt dan ms het

werkelijk te installeren compressorvermogen 6 kW.

kod-Na de compressor wordt het dampvormige R12 geconden5eerd.Deze con-nensRtie ie mogp.Jijk met hronwetr'r {Jf' IlitUrJchloTl zl'l fPJ mnl. kanllJ, ll-w~lter. (Hier il!! nog weinig aan gerekend).

Gt=>steld dat (leZe condensor in dezelfc1e verholldiflp, lila in !let le

(31)

vol-I

( (

{

-31-doende voor de koelinl zijD.

Na de kondensor wordt het freon 12 geexpan4eerd door aiddel yan een

expansieklep.

Doordat de druk in het eysteem na de .xpaneieklep is gedaald yerdaapt

het R12 en koelt zo het mengsel van freonen in het tweede flashyat.

Vervolgens keert het koelmediua weer t.r.g naar de kompressor.

srafiek 9

(32)

\

_,.

d.

.f

,~ , I I J I )

I

(33)

nummer t'lashvat

I

II

-32-6.4. Pompen voor het le en 2e flashvat.

T

K

De door de pompen gevoerde massastroom is maximaal ge-lijk aan:.

I

~mmax =(~molRll

MR11 +Pmol_{R12 M}R12) max

met ril - mal!!sastroom kg/s

T~ax-~ol .. aantal molen/I!!

M = molmas!a

Een goede benadering voor de volumestromen:

met _{XR11 -} gewichtsfractie

V' - spec.volume m3/kg

~ _f_v - volumestroom m3/1!!

max

Uitgerekend voor de pompen die bij de twee flashvaten horen: mol/s ·mol/s kg/! (- ~m 3/kg 11' /kg . m3/h ._ , ... __ ._. __ . ____ ... .,. __ ._ .. __ ... + _ .. _ .. _ . 1. ... _. -... , I i I i ' . 300 7, 1 ! ;2,35 i . 1,26. • . 0, 11 ;0,2 ' 0 , 68 • \ I j , 3

,

2 :

_I

_:10-3 I I i 281 0,288

i

1_,514 0,225 !

,

0, 18

!

0,82 _; ! 1_I0 ,66.0,71". 1 ,6 10 ,61 j _. _\ _:_15' _{, 10-4} 10-3

- -

.-.---+----~---l.._--

...

.,..-

.

-."

1~_~ ______ ... ....l--... _._- ." ... ~ .. -~-•. _---, ". t. '". _0. ~ _ .. ~ . . , . tabel 8e.

Het theoretisch pompvermogen volgt uit:

P e ::::

~v

IJ.

l

me t.

..

11 P

=

(p

1 -PO} ....

P

~ (z 1 -

Zo )

'l. '\,

+

1/2

f

_{(V 1-VO)}

+

Wwrijving ~ (p,-PO) t

f

~ (zl- z0) waarin

F:

[X_R11

V~'l

+

XV~J

-~::-

_kg/m'

(34)

flashvat nummer

I

11

~ opvoerhoogte

=

m

Het werkelijke toegevoerde vermogen:

p

=

e

Nhydraulisch ·.Nmechanisch' Nvolumetrisch met N

=

rendement

Uitgewerkt levert dit~

_.

"

----

---....,r----

--~ ...

---_

.. ~ ~ . -p P _e _Ntot N/m2 W . --_ . ....

_.

-_._. 1446 25 9,8 3,5:.105 740 0,5 " .-_ .. ~, -. 1332 25 9,8 3,3.10 5 132 0,5 ~_._ . -Pw W 1480 265 ._.--

-

--

_

..

_-

-_.

-'---'---'----

".'-'-- - ._--- -- -,.-.. ~ ---tabel 8i.

Bij de materiaal keuze van de pomp wordt er vanuit gegaan dat het mengsel Rl1/R12 niet corrosief werkt. Een centri-fugaalpomp van een goedkope staalsoort zal hier kunnen voldoen.

Voordelen hiervan zijn dat deze pompen niet duur zijn en dat ze weinig onderhoud vergen.

(35)

(36)

6.'.

Compreesor in het oude voorontwerp.

In het oude fabrieksvoorontwerp was een compressor na de

droogkolom geplaatst. Spoedig bleek dat de haalbare druk

kleiner was dan de gewenste (ca 16 atm) indien de damp alleen

maar gecomprimeerd werd. Bij hogere drukken dan ca 6,4 atm ';,

treedt bij het mengsel 0,75 R11JO,25 R12 condensatie op.

Om toch hogere druk te kunnen bereiken is na de compressor een flashvat met koeling gedacht. De damp van dit flashvat -wordt geleid naar' het dieproportioneringsvat. De vloeistof wordt verpompt naar hogere druk (15-16 atm).

De damp uit het flashvat bevat vrij veel R13, dit is niet verder geoptimaliseerd.

~erekenins compressor.

De freonendamp moet van 3,4 naar 6;4 atm. worden

gecom-primeerd. Bij een intree temperatuur en -druk van resp. 65 C

en 3,4 atm.

ta.-b-el-8-e·---~-11--- R-l-Z-:'---·~~~~_·· ___ ._. ___ ._.-._~ ~_.~-_" _______ ~I

SAMENSTELLING A: 0,71 t 0.274 spec.volume Vi 0,054 0,065 1 ) isentropen expo 1,015 1,08 gewichtsfractie Yi 0,738 0,25 g SAMENSTELLING B: spec.volume Vi 1 ) isentropen expo 0, 361 0,054 1 ,

°

15 0,624 0,065 1 ,08 0,015 0,072 1 , 11 0,012 0,015 0,072 1 , 11 gewichtefractie Yi 0,392 0,596 0,012 molfractie _i I I m3/kg (bij 3,.4 atm) ! , (bij gem. druk - \

5,4 atm en T 70 C) molfractie m3/kg (bij 3,4 atm} _, - (bij gem.druk -5,4 atm en T -70 C

_.

--_

.

... _

---

-

--_

..

-

.

-_

.

#

.'

-_.--. ..

. -.

_

...

-

- _

.

,.. ...

"

.

... _--_.

--_. _ _

.~

.

_

.

-

.

..

_

.

-

.

~

..

'

--_.

Voor een ideaal gae kan dan geschreven worden:

-v

~'ot

:[YRll

V~ll

+

YR12 vi12

+

YR13

V;13J

pm -met V~ ~ epec. volume m3/kg

::.. molfractie massadebiet

(37)

Isentropenexponent I( S voor Rl! - - - -grafiek 12 ~ tr"Cl Isentropenexponent K [, ',oor R12 - t[°CJ iscntropemxponent K s voor ~ 13

(38)

-36-Dit geeft voor samenstelling Ä :

•

Vtot ~ (0,711.0,054 - 0,274.0,065 - 0,015.0,072} +,39 : - 0,079~m3/~

=

285 m3/h en voor samenstelling B: /I Vtot : (0,361.0,054 t 0,596.0.065 f' 0.015.0,072>: 1,39 ;: =- 0,.082 m3ls =: 295 m3/h

Samenstelling B heeft het grootste volumedebiet en is

daar-me~: maatgevend voor het maximaal te installeren compressor vermogen ..

De gemiddelde isentropen component wordt als volgt geschat: k,s'=. YR11 À. Rl1

r

YR12

k

R12

+

YR13

k

R13

- 0, 361 . 1 ,01 5 .,.. 0, 624. 1 ,08 + 0,01 5. 1 , 11 ;.

::. 1 ,057

Bet theoretisch isentropisch compressorvermogen wordt gegeven door de vergelijking~

-N_{th :; Po} V_tot

f

[ (;:)y

-J

tJ.

_7t

_-1 met P -_·₀ begindruk N/m2

p, -

einddruk N/m2

i -

gemiddelde isentropenexp.

~ - niet idealiteit van de vullingsgraad Dit geeft voor het theoretiech vermo.ge.n:

Nth :: 3.4 • 105 • Q\082 .1.075 ((

~:~),

0~96 0,057

l

~.~

:: 18,7 kW

Voor het werkelijke vermogen:

0,057 1 ,057 (Homs) N_we

=

_Nth ---==---~--- 18,7 - 22,1 kW Nhydraulisch • Nmechanisch 0,94.0,9

(39)

f

..

(

I

De eindtemperatuur na de compressie i~ volgens Poisson:

T t -1

_~

k. -1

ï~ (

~

)-;:- _~T3;: _To ₍ ₎ i.. met Ta ;:: begintemp.lk]

Ta Po Po

T

3

-

eindtemp .Lh

1

De eindtemperatuur T₃ wordt dan 349,7 K ~ 78~C. Er kan dus in één trap gecomprimeerd worden, omdat;

a) T

3 kleiner ie dan de door AKZO gelH~te 80 ·C.

Toepassing van een tweetraps compressor biedt geen voor-delen (of althans te weinig)~

A Drukverhouding is te gering.

B Geen of nauwelijks tussenkoeling mogelijk vanwege het gevaar van condensatie,

(40)

Kompressor is duur, gevoelig voor corrosie,erosie,

watercondensatie. Een kompressor vergt veel meer onderhoud dan gewone pompen.

- ;·~et de kompressor is maar een relatief kleine drukverhoging

te

b

ereiken~·

6vanwege het dauwpunt van het product :nengsel.

Er moet toch gecondenseerd worden om nog hogere drukken te kunnen bereiken.

- :Joor nG de droogkolom partieel te kondenseren is het mogelijk hier de scheiding van R13/Rll - H₁₂ te doen plaats vinden.

Dit levert een besparing van een scheidingskolom op hoge druk.

- ~e investering in flashvaatjes

&

pompen zal vermoedelijk lager

zijn dan die in kompressor_Jflashvat, pomp en destillatiekololl.

f

(41)

I

f

r

I

7. Cpu;..! t~~:.::R:rap;,:~!~.

7.1. BesdJl:i,iving \>;:0~ .. ,;:_,"_t:,_!'Ç.l.l}:.t:i.component vloeistof-damp

even-wie h t C 0 ~QE t 8 r ."p':~;?.;9·-J..'l1 ~ln E~.!.

7.1.2.

Voor een vl oej ~;tof-·r1:·r''1;)=venwicht geldt in de meest

alge-mene vorm vo~_) _f~'(~ ..

i._"

:,.'::::~'ponent::

La

i Y

~

<.[j,-_"!._f;,

~

(P'1 ] (11 )

WaElrin:.

₆

_i ::. _de _fugBcit2its_c_o_êffici~nt_{in de} _gastase

Yi .::: de mc" lf:cl:J.c tie in de gastase

p

-

,

_de _tot-::, [ j l (:'l.ruk van systeem

l i ::.

'î _\_..<> _'_.1 &.C t.:i. '.c:L'!;ei tscoëf'f'icil3nt van component i

de l~':):. ~"Ci.:\''': ~ie in de vloeistoffase

,,·_ts co~:f:ficil!nt van de

vloeistof-f'l~.:?, ;:::: 18 ~ correctie nie t ideali te i t, van

J{: ue .€.",t'~;,b(' üij de dampspanning van component ie

p :::: dam;-:,:::·.:1:';", .. " ": '.;':live:l"e komponent

Met behulp van àE 1''::;:~2 r'egel blijkt, dat voor n- componenten, n-vrijheidsgrader ziJn, namelijk:.

r + :f' -. i.'. + _

r '. Dan ·.,::~l fasen

~J ... C:O::lpu'1.C':r tèn

'2..t!~n ;-? f = n

bijvoorbeeld (c - I) moL/ractiee

+

de druk leggen het evenwicht vast .

Eveneens: (r, - !) illolfracties + de temperatuur leggen

het evenwicht vRst~ Enz.

Het ontwikkelde 'oe kGiJ.[l'i'O gramma is in staat om bij bi jvoorbeeld

gegeven _Y_i en :p de x.· _.I en T te berekenen, of

Xi en P è,";' v. er; 'J' "

of

t ,

,

, ,

_{Yi e}n T de _Xi f~.!.1 P _{, t}

,

_•

Aan het programml3 is neg een subroutine toegevoegd die met behulp van de b8J.'z,k("-nóe K···waarden , de vapour ratio ( d.1-hoeveelheid v an d,~ ,Z",,;j",)S2) berekent. De totaal

samenstel-ling dient dan opg'Ji:';';,-;D te worden.

Berekening van dE-; f'::~f!/3.C i te :1. tsco~ffici~nt

In de 1i teratuur if} een algemene correlatie gegeven voor

ei

namelijk:.

I

(42)

i

f

I

f

i

f

( ( (

f

I

( (

I

- 40-" ln ::.

-v

RT]

dv- In 'Z RT

Na enige omvormingen, waarbij gebruik wordt gemaakt van

de aff,~broken ,.,iriaal reeks:. ;

=

f

ê.

(,}

v volgt hier1:_5._t_:, ___ _ _ _ _ _ _ __

n

1 n

8

- -2 .::. <. Yi. B· i - 1 n -Pv

i - v

J

=

1

!:J

RT

Relatie (4) wordt, in het reken programma gebruikt.

Aange~ien de viriaal coëfficiënten uit de literatuur be-kend zijn en all een temperatuur afhankelijk, wordt

hiervoor een l ineaire functie opgegeven:. Bii

-

=

k_i T t li

De meng viri aal coêfficiënt wordt met een empirische relatie bepaald •

( het is mogelijk om, wanneer B_tiniet bekend ie, hem ook op onderst aande wijze te schatten).

BijPcij

_RT

_'

=

fOeT) + f1(T) + f(u,T)

~

f(T) , waarin:

r

O₍_T)

=

_{0, 1445} ~ ~ _{_} _{0, 1}~~5 ;.. 0, 0+~1 :f1 (T) .: 0,073

+

Ol. 46 _ 0:.5 _ 0,097 _ 0.0073 T ' T2 ~

TB

'f'(J.}' T

1 =-

-5, 23722 1- 5, 6658071n Pij- 2,1:3381 6( In ;rij) 2 .. 0,25254* iI - , L --~

(ln Pij)

+

~ (5,766977 - 6,1814271n Pij' 2,2832(ln Pijl - 0,.2649074( lnPij)3)

f(T) ::: exp[ 6,.6(0,7 -

Tl];

De asSociatie f'actor is nog niet in het programma opgenomen

De gebruikte mengregels voor de samenstellende binaire systemen zijn: T

=

(~

.

T )1/2 c_ij c_i Cj ' Wij

=

(IJi'" W j )1r"1i,{2 T ( p

v

P Cij : 4 c. _~j ci _T ci ~ c i )lij

=

105 JliPj pc ..

(43)

7.1.'. Berekening van de ~ugaciteitsco~~fici~nt van de vloeisto~. Het rechterlid van de algemene evenwichtsvergelijking

stelt de ~ugaciteit van de vloeistof~ase voor en ie een drukfunctie.

(6) Het is nu mogelijk om de drukafhankelijkhei.d van de activi-teits coijffici~nt. te verwerken in de fugaciteit.

- L

_ vi ,.. def:: dP R T - l.

waarin:. v i :. molair volume

Voor de fugaciteit van de vloeistof fase kan geschreven worden::

RT

='?

1'n (Pol", 1'iOl (Pt exp [Y;':

~

Po-ti] waarin:; v i 1

=

partieel v.:olume

mJ.

(6)~1'i1

(PI "'';1 (Poli'exp

~1\

(:,"Po l:}xi )/(

a"'i

P:

exp[vi

1 (Po-PJ]

R T:

De zwart. omlijnde functie

1'11 (P) ::

9 ~

P: exp

t

11 (p-p!)l

(44)

7.1.4.

bestaot weer uit 3 empirische f'unctiee, . narneli jk voor

T ~ 0,56

(

i

::-

exp(e

_i A _(f) _t _W i

8 i

B

(T))

o.A,.. , . . . . " " . J ÇJ i CT)

=

« 0,57335015 I T - 3,076574lT • 5,.6085595)/T -- 3,5021 358 .(l B ,., ,.... "" v i (T)

=

«««««(

O,012089114/T - 0,015172164)/T-,., tV ~ -0,068603516)/T - 0,0243648L6)/T - 0, 14936906)/T -N ,., t v --0,18927037')/T - 0, 12147436,):/T - 0,1066573)/T - 1,1662283/'T-' " tv ' " -O,12666184)!T - O,316.6.131)/T - 4 -73538729)/T - 3,7694018 en voor T <0,56

e~ ~expt

B~\I11

D e d ampspann1ng Pi wordt bepaald met de Antoine constan-. ) 1 -tes.

C+t

Het volume wordt berekend met een kwadratische functie

-~ v i 1 ( T ) -

_,

a

+

bT + cT - ) t 2 a= v i 1 - bT 1 - _cT1 - ) I -.Jl 2 2) C~~2 - v 11) - c _{(T2 -}- T,

Berekening van de sctiviteitsco~ffici@nt

De activi tei tscoäfficiänt wordt bepaald met. behulp van

l'LlO

de Wilson vergelijking

(B)

(45)

f

( ( (

r

}

i

f

( 7.1.5. In

[~

x

.J\jJ -

s

[

_

~k..t\i

1

J- l J h-l ~

A

X • ....1 'ij -1 J

_

.

Á

i 1 :::: v,jl

(T~

,

-*"

CT) vi 1 [ - Ç

1j -

).11) ] exp R T

,

.

waar in

'

\j

-

Àii

=

binaire interactie parameter

Voorwaarden voor 8êbruik multicomponent vloeistof-damp evenwichts reken programma.

Er zi jn zeer veel voorwaarden aan verbonden om het

boven-staande programma te kunnen gebruiken:

- De fugaci tei t UH van de gasfase mag alleen met de

afge-broken viriaal reeks beschreven worden, als

f'mengsel ~ 11'Z'

fe

Opmerking~ wanneer niet aan de~e eis voldaan wordt, zal de fugaci tei t berekend moeten worden met behulp van de Redlich-Kwong vergelijking:

(p

+

_TO,5

a

_v(vib)

)(v -

b)=

R.

T

.

waarin:. ai : 0,42748 R2 T 2,5 c

bi : OJ08664 R Tc

Pc

VOor het mengsel geldt dan: 1/2

2:

a 1/2

am :::. i Y i i

- B i j berekening van de meng viriaal co~fficiënten blijkt

dat deze behalve een functie van de temperatuur ook een functie zijn van het dipoolmoment associatie van de compo-nenten.

(46)

Er . .. 1 steeds gekeken moeten worden wanneer 'án ot beide

verwaRrloosd kunnen worden.

He:' dipoolmoment mag verwaarloosd worden als

~ij ~ ~

- Voar de berekening van de dampspanning dienen de

Antoine-constanten bekend te zijn.. C3

Vaak zijn deze waarden in de literatuur te vinden.

Opmerking:: de constanten kunnen ook berekend worden

wan-neer voldoende P "T gegevene beschikbaar zijn van de zuivere

stot.

BerekenIng vindt dan plaate door middel van polynoom fitting.

(Programma bij de afdeling Fysisch &: Anorganische chemie}. - Voor de berekening van de activi t.ei te co@ffici~1!lt moeten

de binaire interactie parameters in het programma gevoerd worden.

De~e parameters die t.emperatuur en druk onafhankelijk zijn, zijn soms in de literatuur8 te vinden •.

Meestal moeten deze parameters berekend worden. Voor deze berekening moeten de binaire evenwichtegegevens bekend zijn.

Het programma voor deze berekeningen is te gebruiken via de afdeling Fysiscl'L &: Anorganische' chemie •.

Opmerking: soms zijn alleen maar van een binair evenwicht de dampspanningen boven verschillende vloeietot

samenstel-lingen beschikbaar. Het ie dan aogelijk via een program-ma de gassamenstellingen te berekenen.

Wederom is di t_. programma te gebruiken viá. de afdeling Fysiech & Anorganische cheai.e.: ..

. t

.,;... Tbt nu toe wordt ervan uigegaan_ dat alle componenten zich onder hun kritieche temperatuur bevinden.

Wanneer er boven .. kri tische gaesen zijn, kan het vloeietot-damp evenwicht voor deze stootten beechreven worden met:.

waarbij::

,1 ::

activi tei te co~tf'iciënt

;t!

r

o

H

i

=

Henry co@ffici~nt.

v iV)=' v-lume bij oneindig verdunde oploesing

(10 )

Vaor de boven kritische component.en zullen dus drie ::extra routines moeten komen om het evenwicht te berekenen,JU- nora

(i.',

1-/

₁

°,

Vi,.)

(47)

7.1 .6.

.'

bij (n - m) boven kritische componenten en

m beneden kritische componenten, zou aan even-wichts

p

=

~

f~1

Waarbij P de druk van het systeem is.

- Er is nog~en vergelijking die de eC.tivi tei ts colt'f'ici@nt kan voorspellen bij partieel mengbare stoffen.

Volgorde e~ vorm waarin de gegevens in het programma in-gevoerd moeten worden.

Vanwege de ui t.voer ie een maximum voor het aantal componen-ten op twaalf' gesteld.

aantal meetpunten, aantal componenten. 10, 100,2, -4,-3,-3,-2, 'False'. P,c' P_{2c ' eJlllZ •}. V'c J V_{2c '} enz. T 1c ' 'l2c' enz. IJ, , j.J-2' enz., W" &1_{2 ,} enz. k" _{k 2} 1" ₁₂ A" A2 R' _{l' 2}B C" _C2 T" _{T2 ,} V, fT 1 ) , V, ('T₂) , V,(T₃), T, x21' , 1 1 ) P , x₂g' 2 2 2)P , X2g' 3}P:3,.

X~g,

5

optimalisering. parameters [atml [cm 3]

[K

J

Deb,eye acentri~iteitsfactor

2

parameters ter bepaling 2e

J

viriaal co@ffici@nt

i

Àntoine constantes V ('T ) _:3 _' ₁ V:3(T_{2 )} V:3 (T:3) startwaarden

(48)

&

(Bij enkele paragrafen staat tussen haakjes in welke

sub-routine van het computerprogramma dit onderdeel wordt gebruikt.

1.2.1 (VLEQ) De evenwichtsconstante •

De evenwichtsconstante die hier gehanteerd wordt, is op de volgende wij ze samengesteld:.

Voor de i-de component~

Elet fugaciteitsco~ffici~nt van component i in een zuivere v16eistof bij

systeem-corrdtties; ..

y. {=

t'i )

=

activi tei tecoäffici~nt van component i

p' - ,

Xit'~L in vloeietof.

f>i.

c.

:ril/P);= fugaciteitscof!fficH!nt van component. i

in de gasfaee._

7.2.2 (KID) De vloeistoffugacitéitsco~ffici~nt.

De vloeistoffugaciteit~co~ffici~nt wordt gegeven door de gemodificeerde vergelijking van Pitzer:

log

Y~

::: log

(l~

-

-1

log

l~

(1)

y;

'f1'_

met:. (a) , _ fugaci tei tscoäfficiänt van aan zuivere vloeistof in vloeistoffase •.

(b) ~~)~ fugaciteitsco~ffici~nt correctiefactor

CC!::) _CVL

=

acentrici tei tsfactor

Als empirische vergelijkingen zijn hiervoor gebruikt.~

( a) ( b)

log

i

O)= Ao-Al/Tr -A2Tr -A"XTr2 -A4Tr3-CA5-Ä6Tr -A7Tr2 }Pr

i -, - . i i . J i i i i ·

- log P ri

log ~II)= -4,23893-8 ,65808Tl!."i. _{-1 ,22060!Tri- 3 , 1 5224Tr}

!

-~ 0,025 (Pr -0,6)

i

det'

=-

-1 - 10 g( Pr ) T -- 0 7

(49)

7.2.'3 7.2.4 waarin: -47"" p _r - gereduceerde druk i -T ri

=

gereduceerde temperatuur

Ao, •••• A9= constanten

Indien de component ideaal gedrag vertoont, zoals bijvoorbeeld

H_{2 ,} dan zal de acentriciteitsfactor ongeveer nul bedragen.

Overigens is c..c'Li een invoerparameter.

(SUGAM) De activi tei tsco~ffici~nt van een vloeistof.

Voor de bepaling hiervan is Hildebrand's modificatie van

de Van Laar-vergelijking gebruikt. Dat wil zeggen:..

Inl.

₁

--veJ._,)2

_- _{_--:;;;;;1}_,_{_ _}

RT

met,

6

_i

=

solubili ty parameter van component i

b -

gemiddelde oplosbaarheidsparameter'

S

_

?

xiVi i

-

~

xiVi

1T_i

=

molair volume in de vloeistoffase

( cal/mI) 0, 5

mI/mol De solubility parameters kunnen worden gemeten maar ook be-naderd met:.

1/2

met Ev. - verdampingswarmte van component i

1 in een tleferentie punt (25"C!)

[cal/mo~

(SUZET en SUPHI) De fugaciteitsco~fficil:!nt van een gas. Met behulp van een compressibiliteitsfactor kan deze worden heschreven. De compressibiliteitsfactor z van een gas kan berekend worden met de toestandvergeli,jking van Redwich

&

Kwong:

(50)

7.2.6." l-h BP

r

met A B

-ä

r+h

t

Yi·B_i Bi= 0,867 Tc:i P_ciT

Voor de fugaciteitscoäfficiänt kan dan afgeleid worden:

In

4i

=

(Z - 1) _B1 - In (Z--- BP) -

~2[2A1.

- Bi-J

rn(

1 +

~)

B . Ä B Z

Beperkingen van het model volgens Chao 4 Seader.

Het model is door Chao & Seader gecontroleerd voor:

a) Koolwaterstoffen (behalve methaan)

~bor de gereduceerde temperaturen lopend van

0,5-1,'

gebaseerd op de kritische temperatuur van de zuivell'e

component._

Voor druk:. tot ca. 140 atm. maar niet hoger dan 0,8 maal

de gereduceerde druk~

b) Voor lichte gassen zoals H2 en CH₄

Onze aanmerkingen bij het Chao

&

Seaders evenwichtsmodel

1) Er wordt geen rekening gehouden met de polariteit van

het mengsel. Het freonen-mengsel is een polair mengsel. 2) Het is niet bewezen dat de empirische relatie van de

solubili ty parameter ook voa.r freonen geldt.

Rll en R12 zijn onder-kritische componenten in ons

systeem, echter Rl' heeft net niet of wel de kll'itische

temperatuur overschreden. Juist in dit !ebied verandert

de solubility parameter voor Rl' sterk:

d ::.

(.1

E

V_R13

y'

5

Rn

V

R1 ,

In het kritische gebied neemt de verdampingswarmte af tot nul in het kri tieke punt. Het is mogeli,jk om de

solubili ty parameter met gemeten waarden te bepalen. Deze waarde is niet in de lit eratuur gevonden.