Het terugwinnen van zwavelzuur uit alkyleringsfabriek

o

o

-v

o

o

o

F.V.O. Nr.

2958

Vakgroep Chemische Procestechnologie

Verslag behorende

bij het fabrieksvoorontwerp

van

M.l.

NUGROHO

'

·

. ... .' . : . . . .

Y. SATYAWAN

·

.

..

...

.

...

.

.

..

...

.

...

..

.

..

.

.

onderwerp:

HET TERUGWINNEN VAN ZW A VELZUUR

· . . . ... ... . . .

UIT ALKYLERINGSF ABRIEK

· . . . .

adres:

Van Hasseltlaan 199

2625 HL Delft

Van Hasseltlaan

476

2625 JE Delft

opdrachtdatum:

Januari 1992

verslagdatum

:

Augustus 1993

{jJ~;(

SAMENV A'!"!lN G

In

dit fabrieksvoorontwerp wordt verbruikte zwavelzuur uit alkyleringsplant

teruggewonnen.

Het proces is in grote lijn onder te verdelen in 4 stappen namelijk vennindering

van koelwaterstof verbindingen in de spent acid, daarna het verbranden van de

spent acid om

S02

te verkrijgen, de volgende stap is het schoonmaken van het

geproduceerde gas en het laatste stap is het omzetting van

S02

tot

S03

en

absorptie van

S03

in H

_2SO

4'

De bedoeling is om een fabriek/plant te ontwerpen die 170 kton/jaar spent acid

kan verwerken. De investatie bedraagt 112 M$. Het uiteindelijke producten

zijn 366 ton/dag H

_2S0

₄

met de concentratie van 98% en

105

ton/dag H

_2S0

₄

met

de concentartie van 96

%.

CONCLUSIES

Een volledige verbranding in het fornuis is noodzakelijk om een hoge

qualiteit van zwavelzuur te produceren.

Door het toepassen van meerdere reaktor stage in kontakt proces kan het

proces verbeterd worden.

Door het verwerken van spent acid is er een aantal milieu problemen

opgelost, namelijk zwavelzuur komt niet terecht in het milieu en door hoge

conversie van

S02

tot

S03

(99,7%) is het

S02

emisie zeer beperkt.

v

INHOUD S OPGA

VE

Samenvatting en Conclusies

Inhoudsopgave

1.

Inleiding

2

.

Uitgangspunten voor het ontwerp

2.1 Capaciteitsververking

2.2 Stof constanten

2.3 Uitilities

3. Beschrijving van het process

3.1 Vermindering van koolwaterstof

3.2 Decompositie van zwavelzuur

3.3 Gas reiniging

3.4 Conversie van zwaveldioxyde tot zwavelzuur

4. Proces condities

4.1 Dilutor

4.2 Fornuis

4.3 Reactor

4.4 Absorber

5

.

Berekening apparaten

5.1 Dilutor

5.2 Decanter

5

.

3 Reactor

5.4 Distillator

5

.

5 Flash

5.6 Warmtewisselaar

6. Kosten berekeningen

6.1 Bepaling van investeringskosten

6.2 Bepaling van de semi variabele kosten

6.3 Afschijving van de investering

Literaruurlijst

Bijlagen

1. Zelfgeschreven programma

2. Uitvoer van het programma

3. Warmte- en massa balans

4. Proces schema

11 111

1

3

3

3

11

15

15

17

17

19

21

21

21

25

27

29 29 29

33

37

39

41

47

49

53

53

57

PVO: 2968

1. INLEIDING

In dit fabrieksvoorontwerp wordt een regeneratie installatie van zwavelzuur uit

alkyleringsfabriek beschreven.

In

_{de alkyleringsfabriek wordt zwavelzuur als}

katalysator in overmaat gebruikt. De gebruikte zwavelzuur is na de reactie sterk

gecontamineerd en dus kan niet meer opnieuw als katalysator gebruikt worden.

Dit zuur mag niet zomaar in het milieu terecht komen, dit is de voornaamste

reden voor dit ontwerp.

In

_{de meeste gevallen het terugwinnen van gebruikte zwavelzuur uit een}

alkyleringsfabriek kan niet via reconcentrering of distillatie gedaan worden. De

reden is omdat via deze weg geen hoge kwaliteit zwavelzuur geproduceerd kan

worden. De meest populaire weg om zwavel zuur terug te winnen is de thermale

decompositie van gebruikte zwavelzuur (spent acid) tot zwaveldioxide bij hoge

temperatuur, waarin alle organische componenten die in de spent acid zich

bevinden volledig verbrand worden. De volgende stap is zwaveldioxide

omzetting, via contact proces, tot oleum

(S03)

'

[lit. 4]

Het regeneratie proces van zwavelzuur bestaat in grote lijn uit vier stappen

namelijk: vermindering van koolwaterstof, thermale decompositie van

zwavelzuur, gas reiniging, conversie van zwaveldioxyde tot zwavelzuur.

FVO: 2968

2. Uitgangspunten voor het ontwelp

2.1. Capaciteitsverwerking

De fabriek is ontworpen om de spent acid van een alkyleringsplant om te zetten

in een bruikbaar zwavelzuur, d.w

.

z. hoge concentratie (98%) en vrij van

contaminatie/vervuiling, die in staat is om weer te gebruiken als katalysator in

de alkyleringsplant.

In

deze fabrieksvoorontwerp heeft het te ontworpen installatie een capaciteit van

500 ton/dag om spent acid te verwerken.

De compositie van spent acid is te vinden in lit.8

Component

Water

Zuurpolymeer complex

Zuurisopropy lsulfaat

Vrij zwavelzuur

2.2. Stof constanten

gewicht (%)

9,0

12,0

67,7

11,3

100,0%

+

Voor de berekeningen van dit fabrieksvoorrrontwerp zijn uiteraard fysische

constanten van grond-, tussen- en eindprodukten nodig

.

Voor zover het mogelijk

is, worden fysische constanten uit literatuur opgezocht, maar daarnaast gebruiken

wij ook een aantal berekeningsmethode om de fysische constanten te berekenen.

Hieronder worden methoden besproken waarop deze fysische constanten werden

bepaald.

Warmte capaciteit en Warmte geleidingscoëfficiënt

FVO: 2968

De onderstaande formules werden gebruikt

C _p

=

A+BT+CI'2+DT3

À

=

E+ FT+GT2 + HT3

(1)

(2)

Waarin

Cp

:

Warmte capaciteit

[ J/kmollK]

A

:

Warmte geleidingscoëfficiënt

[ W

Im/K ]

T

:

Temperatuur

[ K ]

A

tlm

H zijn contanten , die specifiek voor elk component zijn

Om de warmte capaciteit van een mengsel te berekenen werd de volgende

formule gebruikt

(3)

Waarin

Xt

: Molfractie voor component i

Om de warmte geleidingscoëfficiënt van een mengsel te berekenen werd

gebruikt gemaakt van de methode Mason en Saxena (Lit.25)

À

=

~

Yl Ài

IR L..Ji-l ~

L..Jj-l Yj Ai j

(4)

(5)

Waarin

_{~ : Warmte geleidingscoëfficiënt van mengsel}

[W/m.K]

~

: Warmte geleidingscoëfficiënt van component

[W/m.K]

Àrr

: Monoatomaire waarde van warmte geleidingscoëfficiënt

[W/m.K]

y

:

Mol fractie van component

PVO: 2968

Dichtheid

Voor de componenten waarvan de dichtheid in het literatuur niet te vinden

waren, werd de formule uit lit.24 toegepast.

Waarin

P

: Dichtheid

D;

Vc·

I

: Aantal groep

: Molaire volume van de betreffende groep [m

3

/mol]

De dichtheid van een mengsel werd met de volgende formule berekend

Waarin

Pm:

Dichtheid van het mengsel

~

: Fractie van de betreffende stof

Pi :

Dichtheid van de betreffende stof

Viscositeit

(6)

(7)

Voor berekeningen van viscositeit van stoffen ,die niet te vinden in de literatuur

waren, werd een speciaal methode gebruikt, de zogenaamde nCorresponding

state methoden. Deze methode is te vinden in lit.25

De formules, die voor deze berekening gebruikt werden, zijn:

=

[0 I S07 T~, 61S-0, 357exp (-0,449 TI) +0 I 34exp (-4, 05ST_{r )} +0, 01S]F;

~

,

u2_p = 52 46_r-_c

(8)

PVO: 2968 {=0,176 c ( T

]1/6

M3 p4 C

F

0=

1

p

F

°

= 1

+

30 55 (0 292 - Z

)1

.

72

P " c

F

_pO =

1

+

30,55 (0,292

_ZJ1.72 10,96

+

0,

1

(Tr

_

O,7)1

: Viscositeit

: Kritische

druk

: Kritische temperatuur

: Mol massa

[N

s

fm2]

[ bar])

[K]

[g/mol]

(10)

0::;llf(0,022

0,022::;~/0,075 0,075::;~r

De formules die gebruikt werden om de viscositeit van een mengsel te

berekenen zijn

en voor <I> geldt

Waarin

llm

lli

y

M

Dampspanning 1 "1 1/2

: Viscositeit van mengsel

: Viscositeit van component

: Mol fractie van component

: Mol massa

[pa.s]

[pa

.

s]

[g/mol]

(11) (12)

De formule, die gebruikt werd voor de berekening van de dampspanning, is te

PVO: 2958

Waarin

psat :

Damp spanning

T

: Temperatuur

A,B,C,D,E zijn constanten

Gibbs

vrije energie

[pa]

[K]

(13)

De berekeningen van deze grootheden werden met formule van Krevelen

&

Chermin (lit.26) gedaan.

Waarin

:

Gibbs vrije energie

:

Aantal groepen i

zijn bijdragen van groep i

R (

In

cr

ext

-In

2

m )

: Symmetrie correctie factor

(14)

[ kj/mol]

De stof constanten van de stoffen die te maken hebben met onze

fabrieksvoorontwerp is berekend met formules en zelfgeschreven programma's

die te vinden is

in

bijlage 1.

Naast berekende stof constanten zoals boven al genoemd is, gebruiken wij ook

chemische en fysische constanten uit literatuur voor zover het te vinden is

in

de

literatuur.

2.3. U

tilities

In

het ontwerp is ervan uitgegaan dat er op de vestigingsplaats een aantal

utilities voor handen zijn. Voor koeling is koelwater beschikbaar met een

. ....J

PVO: 2968

Thermische decompositie van spent acid produceert warmte die gebruikt wordt

om stoom met een temperatuur van 425 K (l52°C) en druk van 5 bar te

produceren, deze stoom kan later gebruikt worden voor de opwekking van

energie/elektriciteit.

Bij thermische decompositie wordt CH

₄

als brandstof gebruikt, en om

concentratie van S02 te verhogen wordt zwavel toegevoegd op dit stap .

PVO: 2968

3. Beschrijving van het Proces

Zoals al eerder gezegd is, vaalt het terugwinnen van zwavelzuur onder te

verdelen in vier stappen namelijk :

(i) Vermindering van koolwaterstof

(ii) Thermale decompositie van zwavelzuur

(iii) Gasreiniging

(iv) Conversie van zwaveldioxyde tot zwavelzuur.

3.1. Vennindering van koolwaterstof

Deze stap is gebaseerd op octrooi van Texaco Development [Lit. 8,9]. Deze stap

is nodig omdat, behalve de olefinen in het zuur in de vorm van alkyl sulfaten,

bevat het zuur ook polymere koolwaterstoffen uit de

zwavelzuur-alkylreingskatalysator. Zo'n situatie is nadelig als wij de verbruikte zuur met

verbrandingsproces willen terugwinnen.

Het begint met en menger/dilutor (Rl) waarin aan de spent acid water I op I

toegevoegd wordt. De bedoeling van de water toevoeging is om hydrolyse

reactie in vat I te bevorderen waarmee zuur isopropylsulfaat in isopropyl alcohol

wordt omgezet.

De volgende stap vindt in het decanteer plaats. In dit decanteer bevinden twee

fasen zich, de bovenste laag bevat uit koolwaterstof olieachtige fase, dit fase is

niet gewenst en dient om verwijderd te worden. De onderste fase is het zure

fase, hier bevindt onder andere isoproopylalkohol zich. Dit fase gaat naar de

distillatie kolom (Tl). De stoom die in de distillatie kolom toegevoegd wordt,

dient om verdere hydrolyse reactie van propylsulfaten te bevorderen, en om de

gevormde isopropylalkohol te verwijderen. Op deze manier kan isopropyl

alkohol niet in verbrandingsproces terecht komen, en gewonnen kan worden.

Zuur fase van distillatie kolom heeft nu een zuurgraad van ongeveer 50%, dit

wordt naar een concentrator geleid, als concentrator wordt hier flash (FI)

FVO: 2968

3.2. Decompositie van zwavelzuur

De belangrijkste onderdeel van deze sectie is het fornuis, in dit fornuis zal de

decompositie reactie plaats vinden. Hier wordt CH

4

als brandstof gebruikt, en

om de concentratie van de geproduceerde zwavelzuur op peil te houden moet

in deze stap extra zwavel toegevoerd worden.

In

deze stap is het belangrijk dat een complete verbranding plaats vindt, want

een onvolledige verbranding van koolwaterstoffen verbindingen kan naar gas

reinegingsstap meegesleurd worden, die tot een mindere kwaliteit van de

teruggewonnen zuur kan leiden. [lit 4] Andere

mogelijkheid is dat de

onverbrande koolwaterstof verbindingen in reactor verbrand worden tot H

2

0

en

COl'

In

de hoge temperatuur wordt de stikstof ook een klein gedeelte geoxideerd

tot NO

x

verbindingen. Door de aanwezigheid van water damp wordt mist van

S03 geproduceerd. Deze mist veroorzaakt een corrosie probleem in de

warmtewisselaar door het vormen van condensaat.

Het idee van deze stap is dat de spent acid in zwavel dioxide, waterdamp en

andere gas vormige produkt omgezet wordt. Deze produkten worden naar een

warmtewisselaar geleid waarin de lucht die naar het fornuis toegevoerd wordt,

wordt verwarmd. Na de warmtewisselaar worden zij naar een boiler (H3) geleid

om de achter geblevende warmte uit het verbrandingsproces in het fornuis terug

te winnen. Uit deze boiler wordt stoom met een temperatuur van 425 K en druk

van 5 bar geproduceerd.

3.3.Gas reiniging

De gasreinigingsstap wordt begonnen met een scrubber, hier gebruiken wij een

spray scrubber. De scrubber is nodig voor het afkoelen van geproduceerde gas

uit het fornuis en door het gebruik van 40% zwavelzuur wordt hier waterdamp

onttrokken. De mist die hier voorkomt wordt afgezogen met ESP en

teruggestuurd naar scrubber. Na ESP wordt het gas afgekoeld in

warmtewisselaar (H5) en verder geleid naar tweede scrubber (S2) voor verdere

afkoeling. Het nog mogelijk bevattende waterdamp wordt alsnog bewerkt in

absorbertower T2 om waterdamp te onttrekken. Hier wordt zwavelzuur van 96%

gebruikt. De concentratie van de zwavelzuur uit de absorber is 95%.

- -

-PVO :2968

3.4.Conversie van zwavel dioxyde tot zwavelzuur

De 4e sectie is conversie van geproduceerde S02 om te zetten

in S03

en verder

in

absorber met water te laten reageren tot zwavelzuur. Hier hebben wij een

dubbele contact proces gekozen d.w.z. het geproduceerde en afgedroogde S02

uit

gasr~inigingsstap

wordt geleid naar het reactor waarin als katalysator V 205

wordt gebruikt. Na de Ie reactor wordt het geproduceerde S03 afgekoeld

in

HIO

en in absorber tower T3 geabsorbeerd, daarna wordt het terug gevoerd naar het

reactor. Het volgende geproduceerde gas wordt in warmtewisselaar H9 afgeleid

om de ligging van evenwicht gunstig te stellen. De geproduceerde S03 van 3e

stap van het reactor wordt naar economizer HIO geleid waardoor stoom wordt

geproduceerd, de afgekoelde S03 wordt daarna naar absorber tower T 4 gestuurd.

Hiermee is het proces beëindigd.

PVO: 2958 log K~ _{_ _ _ _ _ _ .,.-_ _ _ _ _ _} -.--_ _ _ _ _ _ --,

i

300 500 600 700 BOO 900 1000 1200 1400 -4+--r-~-r--.-~~_{--+--.~.,.-~~~-r-.~~-+-~~~} ... 1 - - - - 0,5

+

t~~o

]

2,0 1,5

Figure~. _{Thermal decomposition and thermochemical}

re-duction reactions of H2 80 4 ; equilibrium constants as

FVO :2968

4. Procescondities

4.1. Dilutor

In

deze eerste stap wordt verbruikte zuur met voldoende water (met 1 op 1

volume verhouding) verdund

.

Door de water toevoeging vindt hydrolyse reactie

plaats zoals hieronder gezien kan worden.

C3H

8

S0

4

+

H20

--+

C3H

8

0H

+

H2S0

4

De conditie waarin deze reactie plats vindt is

1

bar en kamer temperatuur.

K, de reactie konstante, kan berekend worden met de volgende formule

AG

= -RTlnK

(15)

Een aanname werd genomen, namelijk dat de echte conversie 95% van de

berekende evenwichtsconversie.

4.2. Fornuis

Het belangrijkste doel van dit gedeelte is om zo volledig mogelijk de verbruikte

zwavelzuur om te zetten tot zwavel dioxide.

De decompositie reacties die in het fornuis plaats vinden zijn [lit.

4]

H

_2SOil)

~

S03(g)

~

H2SOil) ..

H20(g)

+

SOig)

SOlg)

+

'li

Olg)

H20(g)

+

S02(g)

+

'li

Olg)

L1 H

298 K

175,9 Kj/mol

99,0 kj/mol

275 kj/mol

Als we naar MI kijken, weten wij dat de decompositie reactie endothermisch is,

waarbij de reactie evenwicht makkelijk naar recht is te verschuiven als de

temperatuur boven 500

0

PVO: 2968

plaatsvinden, maar de reactie zal heel traag verlopen dat het niet meer

aanvaardbaar is gezien de lange verblijftijden in het fornuis. Om toch een

redelijke reactie snelheidsreactie te bereiken, zonder gebruik maken van

katalysator, moet de thermalle decompositie reactie minstens bij temperatuur

ongeveer 1000°C plaatsvinden. Andere belangrijke aspect is dat de decompositie

reactie, onder conditie waarin overmaat van zuurstof heerst, moet gebeuren.

Deze conditie geeft meer kans op een volledige verbranding, want zoals eerder

gezegd, een onvolledige verbranding proces kan tot nare gevolgen leiden.

Als brandstof wordt hier CH

₄

gekozen, om een volledige verbranding te

garanderen, worden overmaat CH

4

(110%) en zuurstof (uit het lucht, 110

-120%) gehandhaafd. Verder kan ook verbranding van koolwaterstof

verbindingen, die in spent acid nog steeds zich bevindt, en belangrijke bijdrage

aan warmte huishouding leveren. Na de verbranding proces wordt de

geproduceerde gassen naar een warmtewisselaar geleid, waarin het lucht die voor

de verbranding nodig is wordt verwarmd. Het temperatuur van zwavel dioxyde

en andere produkten uit verbrandingsproces wordt daardoor van 1000° C naar

350° C gebracht.

Omdat de concentratie van zwavelzuur uit de flash niet erg hoog is (72,5%

procentgewicht), produceert de decompositie reactie in het fornuis ook niet zo'n

hoge S02 concentratie. Om de concentratie te verhogen wordt extra zwavel

toegevoegd, op deze manier is hoge S02 concentratie te bereiken(7%

procentvolume )

Andere belangrijke chemische reacties die in het fornuis ook een belangrijke

rol speelt zijn

N2

+

₂₀₂

_'*

_2N02

N2

+

_O2

_'*

2NO

CH

4

+

202

~

CO2

+

2H2O

S

+

_O2

~

_S02

FVO: 2958

4.3.Reactor

In

deze stap wordt zwavel dioxyde, als produkt van de verbranding proces, in

oleum! zwavel trioxyde omgezet. het chemische reactie daarvan luidt als

Voor deze reactie is katalysator nodig, hiervoor wordt V20

S

gekozen.

De vorm

van de katalysator is cylindrisch met een diameter van 8 mm en lengte 8 mm,

de dichtheid van de katalysator is 33,8 lb/W.

De reactie snelheid van dit oxidatie reactie, met behulp van de gekozen

katalysator, kan met de formule uit lit.6 berekend worden.

-r

_sa.z

- k

p P 2

~P-( ~

P SO:J. ~ KpP

sa.z)

: Partiële

druk

_{van S02' S03' O2 in de reactor}

: Evenwichtskonstante

[bar -112]

(16)

: Snelheidskostante

[mol

SOi

kgkat s bar]

Kp en k kunnen met volgende vergelijkingen berekend worden

(17)

k =

e~_176~08

- (110,1 lnT) + 912,8] (18)

In

zijn geheel wordt de reactor in 3 stappen ingedeeld, in de eerste stap S02

wordt binnen geleid met een temperatuur van 685 K. Tijdens de oxidatie reactie,

stijgt temperatuur tot maximale waarde van 795 K aan het eind van de reactor

is de temperatuur 705 K. Dit wordt afgekoeld in warmtewisselaar (HIO) tot 323

FVO: 2968

waarin oxydatie reactie plaats vindt. Het temperatuur wordt daardoor verhoogd

tot maximaal 710 K aan het eind van reactor is de temperatuur 702 K.

Temperatuur wordt naar 685 K terug gebracht met behulp van warmtewisselaar

(H

11)

en daarna naar stap 3 binnen geleid. De oxidatie vindt hier ook plaats, de

gas wordt naar economizer (H12) en vervolgens naar absorber toren binnen

geleid. Het proces, dat hier boven toegepast wordt, is bekend onder de naam

dubbele kontakt proces.

4.4. Absorber

In

deze stap wordt alle geproduceerde oleum in zwavelzuur geabsorbeerd en met

water die er in zit verder reageren tot zwavelzuur

.

De reactie die hier plaats

vindt is

In

de absorber T3 wordt zwavelzuur van 96

%

gebruikt. De concentratie hiervan

neemt tot 98% toe

In

de absorber T

4

wordt zwavelzuur vanuit T2 gebruikt. Hier is de concentratie

van 95% naar 98% toegenomen.

-,

Fig. ~ Relationships in a horizontal cylinder.

PVO :2968

~ I

PVO: 2968

5. BEREKENING APPARATEN

5.1. Dilutor

Het is eerder gezegd, dat water aan spent acid in dilutor wordt toegevoegd, door

exotherme hydrolyse reactie komt warmte vrij. De dimensionering van de

dilutor gaat van uit dat de temperatuur stijging in dilutor niet meer dan 0,5

0

C

bedraagt. Daarnaast is het ook rekening gehouden dat de benodigde verblijftijd

voor een hydrolyse reaktie voldoende is.

5.2. Decanter

Decanter is een apparaat om een stroom van liquid, die uit twee fasen bevat, bij

gebruik van gravitatie kracht, te scheiden.

De vorm, die gekozen is voor ons ontwerp is een horizontale cylindrische

decanter. (zie fig.2)

Door zijn horizontale ligging is er meer interface oppervlak tussen zwaardere en

lichtere fasen te bereiken. deze grotere

interface oppervlak bevordert het

scheidingsproces.

Omdat hier de gravitatie kracht een belangrijke rol speelt, geldt de volgende

formule van Stoke. [Lit. 22]

Waarin

u

=

g d2 (Pd - Pc) 18 TIc

: Gravitatie versnelling

:

Diameter van het druppeltje

:

Dichtheid van gedispergeerde fase

: Dichtheid van continue fase

:

Viscositeit van continue fase

[m/s

2 ]

[m]

[kg/m

3]

[kg/m

3]

PVO: 2968

Om te bepalen of de zwaardere component, waterachtige deel in ons geval, bij

continue of gedispergeerde fase hoort, wordt de volgende formule gebruikt

waann

e

=

OL ( PL TJa) 0,3

OH PH TJL

: Volume stroom van lichtere fase

: Volume stroom van zwaardere fase

: Dichtheid van lichtere fase

: Dichtheid van zwaardere fase

:

Viscositeit van lichtere fase

: Viscositeit van zwaardere fase

: Berekende waarde

[m

3

/s]

[m

3

/s]

[kg/m

3]

[kglm

3]

[pa s ]

[pa s

]

0.3

lichtere fase is gedispergeerd

(20)

0.3 - 0.5 lichtere fase mogelijk in ge dispergeerde fase

0.5 - 2

moeilijk te voorspelen situatie

2.0 - 3

zwaardere fase mogelijk in gedispergeerde fase

>

3

zwaardere fase is gedispergeerd

Andere belangrijke formules die gebruikt werden voor het ontwerp van decanter

worden hieronder gegeven:

Waarin

D

Qc

u

Rl

R2

: Diameter van decanteer

:

Volume stroom van continue fase

:

Zink/stijgsnelheid van gedisper geerde fase

:

Ratio tussen

I

(cord) en diameter van decanter

: ratio tussen lengte en diameter van decanter

(21)

[m]

[m3/s]

[mis]

[

--

]

[

--

]

(22)

- - - -FVO: 2968

Verder

met

waann (23) A _H = 1tr2 - A P _L (24)

P

=

2r arctg

2:

(25)

: Doorsnee oppervlak van lichte component in decanter

Pn1

: Doorsnee oppervlak van zware component

in

decanter

~1

Na deze berekening wordt naar Reynoldsgetal van polymeer/olieachtige en

waterachtige fasen, beide tonen een redelijke gedrag. Bij de berekeningen werd

een aanname gemaakt dat deze decanter werkt met een efficiency van 75%.

5.3. REACTOR

In

dit fabrieksvoorontwerp werd voor de conversie van S02 tot S03 een dubbel

contact process gekozen. Voor de berekening wordt een aanname gemaakt dat

het om stochiometrische reactor gaat. De volledige berekeningen van dit

gedeelte is te vinden in bijlage 1

Hieronder zijn 3 belangrijke balansen, die nodig zijn voor de berekeningen van

dit reactor. Deze vergelijkingen worden met behulp van Runge Kutta methode

opgelost.

1) Mol balans

dX

=

5.329

k /1-X

[0.2-0.11X~-[

X

]2]

(26)

FVO: 2958

2)

Warmte balans

dT _ (4U/pcP) (Ta-Tl + (-rA'l [-AHR(Tl]

dW - FAO (:E6j Cp.t +XàCp )

(27)

3) Drukval

elP;; _{_8.565*lO-12GT (1+€Xl [150(1-t)1] +1. 75G}

l

(28)

dW P Dl'

J

Waarin

X

: Conversie van S02

W

: Katalysator gewicht

[kg]

k

:

Reaktie konstante

[mol SOl kgkat s bar]

P

: Druk in de reactor

[bar]

Po

: Druk aan het begin van de reactor

[bar]

T

: Temperatuur in de reactor

[K]

U

: Warmteoverdrachtscoeeficient

[W/m2

/K]

Pc

: Katalysator dichtheid

[kg/m

3]

D

: Buisdiameter

[m]

Te

: Referentie temperatuur

[K]

-r

I A

: Reaktiesnelheid

[mol/sJ

~ : Reaktiewarmte

[KJ/mol]

FAO

: Molenstroom per buis

[mol/sJ

E).

I

: Stoichiometrische coëfficiënt

CPi

:

Warmtecapaciteit voor component i [KJ/molIK]

L

: Buislengte

[m]

<l>

: Korrectiefactor voor de viscositeit

G

: Totale massa stroom

[Kg/s]

11

: Viscositeit

[pa s]

Dp

: Katalysator diameter

[m]

10°

!

K _I lO-I

-2 0-OOI

-- I-.t- _1---Plole spocing. m 1 . -990 ...-,;:;

,

-~b( " , . r-- ~q5 _r... ... t'-.. 030 ... t-... .... - - 0·<5 r... -0·/5

t-:::

_r::::

_t-... ....

".

t-:~'" 0·1

. F1G3 _{Flooding velocilY, sieve plales.}

36 -. '

,

','

....

"

"

", '~~ 1·0 50 PVO: 2968

I

-I 1 1 1

PVO: 2968

5.4. DISTITA

TOR

De berekeningen voor dit apparaat

zijn te vinden in lit. 1 en 23 De

berekeningen kunnen in 3 grote stappen verdeeld worden, namelijk het

vaststellen van een aantal grootheden, bepaling van de distilator diameter, en de

bepaling van de drukval.

De vastgestelde grootheden waren:

- Weir hoogte

50

mm

- Diameter van de gaten

5

mm

- Dikte van de plaat

5 mm

~

Downcomer area

12%

van het totale oppervlak

- Afstand tussen

2

trays

0,5

m

- Flooding voor absorptie sectie :

60 %

- Flooding voor stripping sectie:

80%

De

bepaling

van de distilator diameter

Hieronder worden een aantal belangrijke

·

vergelijkingen, die een grote rol spelen

bij de berekeningen, gegeven.

De eerste formule is de zogenaamde liquid-vapour flow factor

Waarin

Lw

V

_w

:

Liquid mass flow rate

:

Vapour mass flow rate

[kg/sJ

[kg/sJ

Door de gevonden waarde van F

_LV

wordt de waarde van

Kl

met behulp van fig.3

(fig

11.27)

gezocht. De gevonden

Kl

moet ook nog gecorrigeerd worden met de

volgende formule

-PVO :2968 r

Dimenssie van

d

e Distillator

N 10 Nf 5 Top Bottom Rho liq. (kg/m3) 977.0185 992.5036 Rho vap. (kg/m3) 0.8450 0.6432 De (m) 1.5235 1.3875 Ac (m2) 1.8229 1.5119 Ad (m2) 0.2188 0.1814 An (m2) 1.6042 1.3305 Aa (m2) 1.3854 1.1491 Hs (m) 0.5000 0.5000 Hw (m) 0.0500 0.0500 Hd (m) 0.0050 0.0050 Pt (m) 0.0050 0.0050 Ah (m2) 0.1385 0.1149 ,-WI (m) 1.1579 1.0545 Nh 7056.0000 5852.0000 V (m3/s) 4.1317 5.3698 L (m3/s) 0.0014 0.0068 Flooding (%) 60.0000 80.0000 Uf (mIs) 4.2926 4.0360 Uh min (mIs) 12.8256 15.1122 Uh max (mIs) 29.8225 46.7323 ht (mmliq) 126.8344 190.9063 ht (bar) 0.0122 0.0186

ta.bel

PVO: 2968

De volgende stap is de berekening van flooding damp snelheid, dat wil zeggen

de maximale snelheid van de damp die nog getolereerd kan worden.

(32)

Zoals boven al gezegd is, is er sprake van 60% flooding aan de top en 80%

flooding aan de bodem, dit brengt de volgende konsekwenties:

(33)

Uv (bodem)

=

O, SUf ₍₃₄₎

De resultaten hiervan is te zien in tabel 1.

5.5. FLASH

In

_{dit flash wordt water afgescheiden van de rest van de hoofdstroom, op deze}

manier wordt de zwavelzuur concentratie verhoogd. Een aanname werd gemaakt

dat het om ideale mengsel gaat waarin de wet van Raoult geldt. Hieronder zijn

een aantal belangrijke fonnules gegeven.

Waarin

_K·

1 p,sat 1 P BIJt K - --=.1_ i - P

: Molaire verdelingscoëfficiënt

: Verzadigde dampspanning van component

(35)

[bar]

Samenstelling van de dampfase werd berekend met de volgende fonnule

_ _ _ _ ...-L-PVO :2958 HJ:,AT·TRANSFER EQUlrMEl':/T ."-. <>9 , .,

•

<>8

-r 07 ! .( 06 ; , I

I

!

;: :! _r IO~ - - - 5 -" './ )

)

'I

_T,

PVO: 2968

5.6. Wanntewisselaar

Warmte transport speelt

in

de meeste chemische processen belangrijke rol. In

ons ontwerp werd een tube warmtewisselaar gekozen. De buizen van deze

warmtewisselaars worden

in

triangulaar configuratie opgestapeld omdat met deze

configuratie hogere warmte transport bereikt kan worden. Een aantal belangrijke

formules voor de berekeningen zijn hieronder weer gegeven.

Het temperatuur verschil is te voorspellen met de volgende formule

Waarin

: Gemiddelde log temperatuur verschil

: Ingaande shell temperatuur

: Uitgaande shell temperatuur

:

Ingaande tube temperatuur

:

Uitgaande tube temperatuur

[K]

[K]

[K]

[K]

[K]

Het echte temperatuur verschil is nu te berekenen door

~Tlm

te vermenigvuldigen

met de correctie faktor Ft

(38)

Omdat ons ontwerp een warmtewisselaar is een zogenaamde "one shell pass"

met even aantal "tube passes" wordt figure 4 [Lit 14, 23] gebruikt. Om Ft te

bepalen daarvoor is S en R te berekenen met de volgende formule

R= Tl - T2 t - t₁ (39) 2 t₂ - _t 1 S

=

T. -_1. t i

J

FVO: 2S68

Het benodigde hoeveelheid oppervlak van de warmtewisselaar werd berekend

met de volgende formule

Waarin

_Q

U

A

=

0

àT_m U

: Hoeveelheid over te dragen warmte

: Warmtedoorgangscoëfficiënt

(40)

De warmtedoorgangscoëfficiënt is gelijk aan de som van de deelweerstanden.

Deze deelweerstanden zijn onder andere

hl

=

4. 200 (1. 35 +

o.

02 t) 1 h

=

jn kf Re Pr "3 B de ~.e dio.2 (4:1) (4:2)

waann

hi

:

Warmteoverdracht coëfficiënt van de tube zijde [W/m

2

/K]

~

: Warmteoverdracht coëfficiënt van de shell zijde [W /m

2

/K]

Ut

:

Fluide snelheid in de tube

[mis]

~

: Binnenzijde diameter van de tube

[m]

jn en k

_{f :}

korrektie factor volgens figure 12.29 [Lit. 24]

Re

: Reynold getal

Pr

:

Prandt getal

de

: Equivalent diameter die kan worden berekend met

de

=

1,10 (P: - 0,917 d~) do

: Buitenzijde diameter van de tube

: Pitch spacing

(43)

[m]

[m]

De drukval in de warmtewisselaar is te onderscheiden

in

twee gevallen

nl.

de

tube- en shell -zijde.

In

de tube zijde wordt met behulp van de volgende formule

berekend.

FVO: 2968

En de shell zijde wordt berekend met de volgende formule

: Korrektie faktor

: Buis lengte

:

Baffle spacing

: Snelheid van de fluid in de shell zijde

: Shell diameter

(44) (45)

[m]

[m]

[mis]

[m]

FVO: 2968

6. KOSTEN BEREKENINGEN

De totale kosten van een bepaald produkt kunnen m een model als volgt

weergegeven worden [Lit. 27]

(46)

Waarin

KA:

Algemene kosten,

het bevat uit onder andere marketing,

administratie, research en ontwikkeling.

KF

:

Fabricage kosten.

Voor

KF ,

de fabricage kosten geldt

:

(47)

Waarin

Ko:

Indirecte produktie kosten, zoals kantine, brandweer,

laboratorium etc.

K

D :

Directe produktie kosten.

Deze

KD'

de directe produktie kosten geldt :

(48)

Waarin

Kp:

Variabele kosten die afhankelijk van produktie volume is,

zoals grondstof, stoom water, energie.

KL:

Semi variabele kosten, zoals katalysator, onderhoud,

laboratorium.

KI:

Investeringskosten, zoals afschrijving, verzekering, licentie.

In dit voorontwerp wordt een vereenvoudigd model gebruikt. Dit model is

gebruikt om enig inzicht te verschaffen in de economische haalbaarheid van het

proces. De totale kosten worden in dit vereenvoudigde model afgeschat volgens:

PVO: 2968

(49)

Op deze manier wordt een schatting voor de variabele kosten, de semi variabele

kosten en de investeringskosten gemaakt.

6.1. BEPALING VAN INVESTERINGSKOSTEN, KI

De totale investeringen zijn in te verdelen in vier groepen

:

1) I

_B

(64 %)

2) IH (16%)

3) I

_L

(14%)

4)

Iw

(6%)

: De investering in proces eenheden

: De investering in hulp apparatuur

: De investering in niet-tastbare zaken

: Het werk kapitaal

De som van I

B

+

IH

wordt ook vaak het fixed-capital genoemd. Omdat dit

fabrieksvoorontwerp nog in oriënterende fase zich bevindt, en niet in het bezit

van voldoende informaties voor een klasse D begroting, moet er rekening

gehouden worden met een afwijking van 40% of meer van de echte

investeringskosten. De berekening methode die voor de schatting van de

investeringskosten gekozen wordt,is een stap methode van Zevnik en Buchanan.

Deze methode is gebaseerd op het feit, dat de investeringen een functie van

proces kapaciteit en proces komplexiteit zijn. De basis gegevens die nodig zijn

voor de schatting van de investeringen zijn :

- Proces kapaciteit

- Aantal functionele eenheden

(N)

- Complecity factor (Cf)

- Plant co st index (Cl)

- -

----FVO :2968

M$

72.1

50

84

18.0

37

71

15.7

83

00

6.7

64

14

112.7

35

69

,--,'

FVO: 2968

In het kort kan de Zevnik- Buchanan methode hieronder beschreven worden:

1) Bepaling van de temperatuur faktor

Ft

F

=

0 018 (Tmax-290)

t ' 100 Tmax

>

290

2) Bepaling van de

druk

faktor F

p

3) Bepaling van de materiaal faktor

Fm

4) Bepaling van complexity factor voor de functionele eenheid Cfi

Vervolgens worden de investering in proces eenheden bepaald door

: Investering (in k$)

: Produktie van de fabriek in kilotonnen

:

Degretie exponent (0,6)

: C.E-Plant Cost Index (356 in het jaar 1989)

: Complexity factor

(50)

(51)

(52)

(53)

De resultaten kunnen in tabel 2 gezien worden. Als de totale investeringen in

proceseenheden al berekend is, kunnen vervolgens de overige investeringen

groepen bepaald worden.

I

_B =

72,15

M$

IH

= 18,04

M$

I

_L =

15,78

M$

PVO :2968

6.2. BEPALING VAN DE SEMI-VARIABELE KOSlEN

Hier wordt alleen de arbeidskosten met de Wessel-relatie berekend m.b

.v de

onderstaande vergelijking:

man

uren

=

k Aantal stappen (54)

ton produkt (capaci tei t / dag) 0,76

Voor de faktor k wordt een waarde van 1,7 gekozen omdat er sprake van

kontinue proces is. Het proces is onder verdeeld in vier stappen namelijk

preconcentrering, decompositie van spent acid, gas reiniging, en reactor sectie.

De capaciteit perdag bedraagt 366 ton. Van die gegevens worden onderstaande

resultaten gekregen.

Manuren/ton produkt

Aantal manuren

Aantal functie plaatsen

LoonsornJaantalplaatsen

=

0,077

=

28,038

= 4,673

=

1682,270

6.3. AFSCHRINING VAN DE INVESTERING

De afschrijving methode die voor dit voorontwerp gekozen wordt, is de

zogenaamde Sum of the years digits- methode.

Bij deze methode is er sprake

van een grote afschrijving in het begin en daarna kleinere afschrijvingen in de

later jaren. Deze methode geeft een grote voordeel, dat zij een lage bruto winst

heeft. Dit feit kan leiden tot een lagere belasting verplichtingen

in

de eerste

jaren, waardoor de liquiditeit van de fabriek op peil gehouden kan worden. Met

deze methode is het ook mogelijk de eind waarde op nul worden gesteld.

-- - --

-PVO: 2968

PVO: 2968

Voor deze methode geldt de onderstaande formule

z

=

2 (n-d+l) (a-s)

d n ( n+l) (55)

Waarin

Zd :

Afschrijving in de jaar

n

: Aantal afschrijfjaren

d

:

Jaar van de afschrijving

a

: Beginwaarde afschrijving

s

: Restwaarde van afschrijving

Er werd gekozen voor een afschrijftijd van 10 jaar met restwaarde nul

.

in tabel

FVO: 2968

LfI'ERA TUURLIJST

[1]

Raghu Raman,

Chemica! Process Computation, Elsevier, 1985

[2]

Bolsatis,P. Elliott, lF.,

Thermodynamic Activities and Equilibrium Partial Pressures

for Aqueous Sulfur Acid Solutions

J. Chem

.

Eng. Dat. 1990,35,69-85.

[3]

Hayduk,W.

Solubility of Sulfur Dioxyde in Aqueous Sulphuric Acid Solutions,

J. Chem. Eng. Dat. 1988, 33, 506-509.

[4]

Sanders, U

Regenerating Spent Acid

Chem. Eng. Prog. 74 (9) Sept. '78, 57-67

[5]

Martin Grayson,

Kirk-Othmer Encyclopedy of Chemical Technology, vol 22, John Wiley

and Sons, 1983

[6]

Foggler, H

.

S,

Element of Chemical Reaction Engineering, Prentice Hall, 1992.

[7]

Perry, R.H. and Green, D.W.

Perry's Chemical Engineering Handbook, 6

c

edition, McGraw HilI, 1984

[8]

Texaco Development Company, US Patent

Werkwijze

voor

het

terugwinnen

van

een

verbruikte

zwavelakyleringskatalysator

Octrooi nummer: 7212296, 11 September 1972

[9]

Texaco Development Company, British Patent

Reduction of Hydrocarbon Content of Spent Acid from Sulphuric Acid

Recovery

Octrooi nummer: 1,349,698, 7 September 1974

[10] Stauffer Chemical Comany, US Patent

Verfahren zur Gewinnung von Schwfelddioxid aus Verbrauchter

Schwefelsaure

Octrooi nummer: 2005905, 9 Ferbrary 1970

[11] Stauffer Chemical Company, US Patent

Production of S02 from Waste Sulphuric Acid

Octrooi nummer: 4,177,248, 4December 1979

- - -

-PVO: 2968

[13] GmBH

&

Co , US Patent

Process for The Cracking of Sulphuric Acid

Octrooi nummer: 3,825,657, 23 July 1974

[14] Fraas, A

.

P

.

&

Ozisik, M.N.

Heat Exchanger Design, John Willey

&

Sons, 1965

[15] Martin Grayson,

Kirk-Othmer Encyc10pedy of Chemical Technology, vol 21, John Wiley

and Sons, 1983

[16] Hyne

Optimum Furnace Configuration for Sulphur Recovery Units

Sulphur, 198, Sept-Oct 1988, p. 24-39.

[17] Mc Lean, lE., Myers, J.R.

Gas Cleaning Using Dyna Wave

Sulphur, 216, Sept-Oct, 1991, p.41-48

[18] Oxygen Enrichment in Claus Process

Sulphur, 195, march-Apr 1988, p.24-30

[19] Rhone Poulenc Opens Europe's Largest Commercial Regeneration Plant

Sulphur, 215 July-August 1991, p.42-44

[20] Urbanek,A

Catalytic Oxidation of Sulphur Dioxyde

Catal. Rev

.

-Sci. Eng., 21 (1), 73-133 (1986)

[21] Ogawa,A

Separation of Partic1es from Air and Gas

CRC vol. II

[22] Schwitzer, P.A.

Handbook of Separation Techniques for Chemical Engineering, McGraw

HilI, 1979

[23] Coulson, J.M

.

and Richardson, J.F

.

Chemical Engineering vol. 6, Pergamon, 1991

[24] Daubert, T

.

E

.

Physical and Thermodynamic Properties of Pure Chemicals.Hemisphere,

1989

[25] Reid, R.C, Prausnitz, J.M. and Poling, B.E.

The Properties of Gases and Liquids, 4

e

edition, McGraw Hill, 1987

[26] De Loos, Th. en van der Kooi, H.J.

Toegepaste Thermodynamica en Fasenleer, College Diktaat

[27] Montfoort, A.G.

.

, -'

{ ****This program is created to design the sulphuric acid ****}

{ ************recovery from alkylation plant*******************}

{ created by MJ NUGROHO } { Y. SATYAWAN } { FVO number 2958 } program sar; uses crt,init,dilution,decanter,distil,flash,decomp,heatex,scrubber,esp, dryer,convert;

var cpmean, Temp,rhomix, Sl,kp,psi,totalmol:float;

st_sh,temp_out,heatneeded,Press,volume float; begin i :integer; fil :text; N2air,02air,TS2mFS2,sS02,s02,sN2,P,L,tstout,waterstream: float; clrscr; directvideo:= false; initialization; temp := 298; C3H80.dGf FreeGibbs(1,2,1,0,0,0,temp)*4180; C3H8S04.dGf .- FreeGibbs(1,2,1,1,1,0,temp)*4180; H20.dGf FreeGibbs(0,0,0,0,0,1,temp)*4180; H2S04.dGf .- FreeGibbs(2,0,0,0,1,0,temp)*4180; C3H8S04.Hf .- (C3H8S04.dGf - temp*C3H8S04.entropy); C3H80.rho .- Rho(3,1,0,8,0,C3H80.MW); C3H8S04.rho .- Rho(3,0,4,8,1,C3H8S04.MW); With Stel] do begin H20s .- 0; H2S04s .- 0; C3H8S04s:= 0; C3H80s .- 0; 02s N2s NOs N02s S03s S02s CH4s polymer C02s T P Phase end; st[2]:=st[1];

·

-·

-·

-·

-·

-·

-·

-·

-·

-0; 0; 0; 0; 0; 0; 0; 0; 0; 298; 1; , liquid' ;

write('Give the initial stream to the system (kg/s) ');

readln(Sl);

end; 025 .- 60*02.MW; N2s .- 240*N2.MW; temp := 1273; press := 2; furnace(temp,press,st[9],st[10]); st_sh := 8.64; temp out := 1113;

Heat-ex g g(St[10],temp,temp out,293,1273,st sh,3.44e-5,O.104,1254);

st[11]:~ st[10]; -

-st[ll].T := temp out;

displaystream('Air Preheater' ,10,ll,st); readIn;

heat exboiler(st[ll],temp out,400,293,425,waterstream);

st[12]:= st[ll]; -st[12].T := 400; displaystream('Boiler ' ,ll,12,st); readIn; scrub(st[12],st[13],TS2mFS2); unitESP(O.993,st[13],st[14],st[15]); condensor(st[14],st[16],st[17]); displaystream('Condenser ' ,14,17,st); readIn; st[16].P := 2; prescrub(TS2mFS2,st[16],st[18]); absorb(100,st[18],st[19],st[20]);

unit init;

{Procedures to calculate the physical and thermodynamical properties}

.. - J interface

uses crt; const

{constants for estimation of the Gibbs free energy}

Al OH

=

-41.56; A2 OH _- -41.56; Al CH3

=

-10.913; A2 CH3 -12.31; A CH -0.705; Al 802 -82.58; A2 802 -80.69; A 0

=

-15.79; Al H20

=

-58.076; A2 H20 -59.138; B1 OH 1.28e-2; B2 OH _- 1.28e-2; B1 CH3 2.215e-2; B2 CH3 2.436e-2; B CH 2.91e-2; B1 802 = 5.58e-2; B2 802 5.26e-2; B 0 = -O.85e-2; B1 H20 1.154e-2; B2 H20 = 1.316e-2;

{constants for estimation of the liquid density}

Vm_C 0.0148; Vm_08 0.0083; Vm 0

=

0.0074; Vrn H = 0.0037; Vm 8 0.0256; R = 8.3144;

{constants for estimation of the heat of combustion}

CH4comb = 890e3;{negatieve} bCH 414; bCC 347; bOO 435; bOH 465; bCO 804;

type float real;

arfloat array [1 .. 13] of float;

compound

=

record rho float; dGf float; Hf float; HeatCp float; entropy float; Cp float; MW float; Hv float; Tb float; Tc float; Pc float; Vc float; Zc float; Omega float; Dp float; lambda float; Density kg/m3}

formation Gibbs energy} formation enthalpy kJ/mol} heat capacity of ideal gas}

liquid heat capacity in J/mol K} Molecular weight kg/mol}

Heat vaporization KJ/mol} Boiling point in Kelvin} Critical Temperature in K} Critical Pressure in bar}

Critical Volume in cm3/mol}

Critical Compressibility} Acentric coefficient} Dipoie moment in debye} Thermal conductivity wim K}

J end; C3H80s 02s N2s N02s NOs S038 S02s CH4s polymer C02s T P Phase sumst fraction: float; float; float; float; float; float; float; float; float; float; float; float; string[10] ; float; arfloat;

arstream = array[l .. 50] of stream;

var N02,02,S02,C02,H2S04,H20,C3H80,C3H8S04,pol: compound

CH4,S03,N2,NO compound

ans char;

st arstream;

v procedure initialization;

procedure displaystream(equip:string;8tart_st,end_st:integer;var st:arstream); procedure rootsquare(A,B,C:float;var x1,x2 :float);

function power(x,y:float) :float;

function FreeGibbs(numOH,numCH3,numCH,numO,numS02,numH20:integer; T:float) :float;

~ function Rho(numC,numO,numOS,numH,numS,molweight:float) :float;

function heatcap(A,B,C,D,E,Temp:float) :float;

procedure Heatlncrea8e(T1,T2 : float) i

procedure compCp(Temp: float) i

procedure visc comp(temp:float;var comp:compound);

procedure mixture (St:stream;temp:float; var etamix,lambdamix:float);

v procedure th conduct (temp:float) ;

I function Psat(A,B,C,D,E,temp:float) :float;

implementation

I~ procedure initialization;

{Initialize the known physical and thermodynamical properties}

begin '-..) with H2S04 begin do end; with rho dGf Hf .- 1841;

.- -690000.0; {J/mol !!!! pure properties}

.- -813.9ge3; entropy:= 156.90; Cp .-MW . -Hv

_·

-Tb _· -Tc _· -Pc _· -Vc

_·

-Zc

_·

-Omega

_·

-Dp _· -H20 do 138.9;

0.098; {Molecular weight kg/mol}

55.9702e3; {Heat vaporization KJ/mol} 610; {Boiling point in Kelvin}

925; {Critical Temperature in K} 63.98; {Critical Pressure in bar} 99.418; lcritical Volume in cm3/mol}

0.2876; Critical Compressibility}

0.4666; Acentric coefficient}

,-' '-' J rho

.-dGf

_·

-Hf _· -entropy:= Cp · -MW · -Hv

_·

-Tb

_·

-Tc

_·

-Pc

_·

-Ve · -Ze

_·

-Omega

_·

-Dp

_·

-end; with C3H80 do 1000;

-237.13e3; {J/mol !!!! pure properties}

-285.53e3; 69.91;

75.29; {J/molK}

0.0180; {Moleeular weight kg/mol}

40.6171e3; {Heat vaporization KJ/mol} 373.2; jBOiling point in Kelvin}

647.3; Critieal Temperature in K}

221.2; Critieal Pressure in bar}

57.100; lcritieal Volume in em3/mol}

0.2350; Critieal Compressibility}

0.3440; Aeentrie eoeffieient}

1.8; {Dipole moment in debye}

begin rho dGf rho Hf Cp MW Hv Tb Tc Pc Ve Ze Omega Dp end;

.-·

-·

-·

-·

-·

-·

-·

-·

-·

-·

-·

-·

-·

-0; 0; 0; -272.6e3; 92.73;

0.060; {Moleeular weight kg/mol}

39.7518e3; {Heat vaporization KJ/mol} 370.3; jBOiling point in Kelvin}

536.8; Critieal Temperature in K}

51.70; Critieal Pressure in bar}

219.00; lcritieal Volume in em3/mol}

0.2530; Critieal Compressibility}

0.6230; Aeentrie eoeffieient}

1.7; {Dipole moment in debye}

with C3H8S04 do begin dGf . - 0; rho .- 0; Hf .- 0; Cp .- 151.5; entropy:=367.64; MW .- 0.140;

Tb .- 0; {Boiling point in Kelvin}

Tc .- 0; {Critieal Temperature in K}

Pc . - 0; Critieal Pressure in bar}

Ve .- 0; Critieal Volume in em3/mol}

Ze .- 0; Critieal Compressibility}

Omega .- 0; Aeentrie eoeffieient}

Dp .- 0.0; {Dipole moment in debye}

rho . - 1200; eta .- 0; end; with N02 do begin dGf Hf .- 51.31e3; .- 33.18e3; 240.06; 37.2; entropy:= Cp .-MW .-Hv

_·

-Tb

0.055242;{Moleeular weight kg/mol} 0.00000; {Heat vaporization KJ/mol}

Dp .- 0.4; {Dipole moment in debye} rho . - 1.043; {density kg/m3} end; with N2 do begin end; .- 0; dGf Hf .- 0 ; entropy:= 191.61; Cp .- 29.125;

MW .- 0.028013; {Molecular weight kg/mol} Hv .- 0.00000; {Heat vaporization KJ/mol} Tb .- 77.40; {Boiling point in Kelvin} Tc .- 126.2;{Critical Temperature in K} Pc .- 33.90; {Critical Pressure in bar} Vc .- 89.800; lcritical Volume in cm3/mol} Ze .- 0.2900; Critical Compressibility} Omega .- 0.0390; Acentric coefficient} Dp .- 0.0; {Dipole moment in debye} rho .- 0.5291; with 02 do begin end; .- 0; dGf Hf .- 0; entropy:= 205.138; Cp .- 29.355;

MW .- 0.032;{Molecular weight kg/mol} .- 0.00000; {Heat vaporization KJ/mol} .- 90.20; {Boiling point in Kelvin} Hv Tb Tc Pc Vc Ze Omega Dp rho .- 154.6;{Critical Temperature in K} .- 50.40; {Critical Pressure in bar} .- 73.400; jCritical Volume in cm3/mol} .- 0.2880; Critical Compressibility} .- 0.0250; Acentric coefficient} .- 0.0; {Dipole moment in debye} .- 0.61; with NO do begin end; dGf Hf .- 86.610e3; .- 90.2880e3; entropy: = 0; Cp . - 0;

MW .- 0.030; {Molecular weight kg/mol}

.- 13.8160e3; {Heat vaporization KJ/mol} .- 121.4; {Boiling point in Kelvin}

Hv Tb Tc Pc Vc Ze Omega Dp rho .- 180.0;{Critical Temperature in K} .- 64.8; {Critical Pressure in bar} .- 57.700; {Critical Volume in cm3/mol} .- 0.2500; {Critical Compressibility} .- 0.588; {Acentric coefficient}

.- 0.20; {Dipole moment in debye} .- 0.5667; with 802 do begin dGf Hf .- -300.1ge3; .- -296.83e3; entropy:= 248.22; Cp .- 39.87;

end; Pc Ve Ze Omega Dp rho

.- 78.80; {Critieal Pressure in bar} .- 122.20; lcritieal Volume in em3/mol} .- 0.2690; Critieal Compressibility} .- 0.2560; Aeentrie eoeffieient} .- 1.6; {Dipole moment ln debye} .- 1.2089; with 803 do begin dGf Hf .- -371.06e3; .- -395.72e3; entropy:= 256.76; Cp .- 50.67;

MW .- 0.08006; {Moleeular weight kg/mol} .- 0.00000; {Heat vaporization KJ/mol} .- 318.0; {Boiling point in Kelvin}

Hv Tb Tc Pc Ve Ze Omega Dp rho .- 491.0;{Critieal Temperature in K} .- 82.10; {Critieal Pressure in bar} .- 127.30; lcritieal Volume in em3/mol} .- 0.2560; Critieal Compressibility} .- 0.4810; Aeentrie eoeffieient} .- 0.0; {Dipole moment in debye} .- 1.5123; end; with CH4 begin do end; dGf Hf .- -50.72e3; .- -74.81e3; 186.26; := 35.31; entropy:= Cp MW Hv Tb Tc Pc Ve Ze Omega Dp

·

-

.-·

-

.-·

-.- 0.01600; {Moleeular weight kg/mol} 0.00000; {Heat vaporization KJ/mol} 111.6; {Boiling point in Kelvin} 190.4;{Critieal Temperature in K} 46.00; {Critieal Pressure in bar} 99.200; {Critieal Volume in em3/mol} 0.2880; {Critieal Compressibility} 0.011; {Aeentrie eoeffieient}

0.0; {Dipole moment in debye}

· -with C02 do begin dGf := -394.36e3; Hf := -393.51e3; entropy:=213.74; Cp :=37.11;

MW .- 0.04400;{Moleeular weight kg/mol} Hv .- 0.00000; {Heat vaporization KJ/mol} Tb .- 194.70; {Boiling point in Kelvinl·

Tc .- 304.1;{Critieal Temperature in K Pc .- 73.80; {Critieal Pressure in bar Ve .- 93.900; {Critieal Volume in em3/mol} Ze .- 0.2740; {Critieal Compressibility} Omega .- 0.239; {Aeentrie eoeffieient}

Dp .- 0.0; {Dipole moment in debye} r ho . - O. 8311 ;

~ Hv Tb Tc Pc Vc Zc Omega Dp rho eta endi endi

·

-·

-· -·

-·

-·

-·

-·

-·

-·

-O.OOOOOi {Heat vaporization KJ/mol}

Oi {Boiling point in Kelvin} Oi{Critical Temperature in K}

Oi Critical Pressure in bar}

Oi Critical Volume in cm3/mol}

Oi Critical Compressibility}

Oi Acentric coefficient}

O.Oi {Dipole moment in debye}

900i

o

i

procedure displaystream(equip:stringistart st,end st:integerivar St:arstream) i

{procedure to print the calculation results in the screen} var i,j:integeri o posx,posy:array[l .. 20] of integeri help : floati begin clrscri writeln(' ',equip) i writeln('All stream in Kg/s') i writelni write (' Stream write (' water write('sulfacid write('isopropanol write('isopropsulfat write (' polymer write('oxygen wri te ( 'Ni trogen write (' N02 write ('NO wri te (' methane write (' C02 write (' S02 write (' S03 write('Total stream writelni

,) iPosx[l] :=wherexiPosy[l] :=whereYiwritelni ') iPosx[2] : =wherexiPosy [2] :=whereYiwritelni ') iPosx[3] :=wherexiPosy[3] :=whereYiwritelni

') iPosx[4] :=wherexiPosy[4] :=whereYiwritelni ') iPosx[5] :=wherexiPosy[5] :=whereYiwritelni ') iPosx[6] : =wherexiPosy [6] :=whereYiwritelni ') iPosx[7] :=wherexiPosy[7] :=whereYiwritelni ') iPosx[8] :=wherexiPosy[8] :=whereYiwritelni ') iPosx[9] :=wherexiPosy[9] :=whereYiwritelni ') iPosx[lO] :=wherexiPosy[lO] :=whereYiwritelni ') iPosx[ll] : =wherexiPosy [11] :=whereYiwritelni ,) iPosx[12] : =wherexiPosy [12] :=whereYiwritelni ,) iPosx[13] : =wherexiPosy [13] :=whereYiwritelni ') iPosx[14] :=wherexiPosy[14] :=whereYiwritelni ') iPosx[15] : =wherexiPosy [15] :=whereYiwritelni write('State : Temperature (K), Pressure (bar) ') iwritelni

write('Temperature ') iPosx[16] : =wherexiPosy [16] :=whereYiwritelni write('Pressure ') iPosx[17] :=wherexiPosy[17] :=whereYiwritelni write('Phase ') iPosx[18] :=wherexiPosy[18] :=whereYiwritelni for i:= start st to end st do

begin

help := steil .H20s + steil .H2S04s + steil .C3H80s + steil .C3H8S04s + steil .polymer + steil .02s + steil .N2s + steil .N02s +

st [i] . NOs+st [i] . CH4s + st [i] . C02s + st [i] . S02s + st [i] . S03s i

St [i] . sumst : = help i

gotoxy(posx[l] ,posy[l]) i write('Stream ',i) i

gotoxy(posx[2] ,posy[2]) i write(St[i] .H20s:10:5) i

gotoxy (posx [3] ,posy [3] ) i write (St [i] . H2S04s: 10: 5) i

gotoxy(posx[4] ,posy[4]) i write(St[i] .C3H80s:l0:5) i

gotoxy(posx[5] ,posy[S]) i write(St[i] .C3H8S04s:l0:5) i

gotoxy(posx[6] ,posy[6]) i write(St[i] .polymer:10:S) i

gotoxy(posx[7] ,posy[7]) i write(St[i] .02s:10:5) i

end;

gotoxy(posx[12] ,posy[12]); write(8t [i] .C02s:10:5); gotoxy(posx[13] ,posy[13]); write(8t[i] .802s:10:5); gotoxy(posx[14] ,posy[14]); write(8t[i] .803s:10:5);

gotoxy(posx[15] ,posy[15]); write(8t[i] .sumst:10:5);

gotoxy(posx[16] ,posy[16]); write(8t [i] .T:10:5);

gotoxy (posx [17] , posy [17] ); write (8t [i] . P: 10: 5) ; gotoxy (posx [18] , posy [18] ); write (8t [i] . Phase) ; for j :=1 to 18 do

posx[j] := posx[j]+12;

st[iJ . fraction [lJ .- st[iJ .H20s/st[iJ .sumst;

st [i] . fraction [2J .- st [i] .H2804s/st [i] .sumst;

st [i] . fraction [3] . - st [i] . C3H80s/st [i] . sumst;

st [i] . fraction [4] . - st [i] . C3H8804s/st [i] . sumst;

st[iJ . fraction [SJ .- st[iJ .polymer/st[iJ .sumst;

st [iJ. fraction [6J . - st [iJ. 02s/st [iJ. sumst;

st [i] . fraction [7] . - st [i] . N2s/st [i] . sumst; st[iJ .fraction[8J .- st[i] .N02s/st[iJ .sumst;

st[i] .fraction[9] .- st[i] .NOs/st[i] .sumst;

st[i] .fraction[10] .- st[i] .CH4s/st[i] .sumst;

st [i] . fraction [11] . - st [i] . C02s/st [i] . sumst; st [i] . fraction [12] . - st [i] . 802s/ st [i] . sumst;

st[i] .fraction[13] .- st[i] .803s/st[i] .sumst;

end;

procedure rootsquare(A,B,C:float;var x1,x2 :float); {calculation of the roots of the quadratic equation}

~ var d : float;

begin

'-./ end;

d := B*B - 4*A*Cj

if d < 0 then begin writeln('Imaginair') ;exit; end;

xl .- (-B + sqrt(d))/(2*A);

x2 := (-B - sqrt(d))/(2*A);

function power(x,y:float) :floatj begin

power:=exp(y*ln(x)) ;

endj

function FreeGibbs(numOH,numCH3,numCH,numO,num802,numH20:integer; T: float) : float j

{estimation of the Gibbs free energy}

'-./ var A,B:float;

begin

if T < 600 then begin

A .- numOH*A1 OH+numCH3*A1 CH3+numCH*A CH+numO*A 0+num802*A1 802

+ numH20*A1_H20;

end

B .- numOH*B1 OH+numCH3*B1 CH3+numCH*B CH+numO*B 0+num802*B1 802 + numH20 * B1_H20;