Verwijdering van SO2 en NOx uit afgasstromen met H2O2

o

o

o

o

o

o

c

o

o

,J~~!f

/'

fik

'

95'

c9&7

.

~

?U~~

/t..e.j~~

---F.V.O. Nr.

2961

Vakgroep Chemische Procestechnologie

Verslag behorende

bij het fabrieksvoorontwerp

van

Lilian J. Kok

·

...

...

.

...

...

...

.

..

.... .

John van der Schaaf

·

...

.

onder,verp:

Verwijdering van

S02

en NO

x

uit afgasstromen met H

2

0

2 · . .. . . ... . ... . . .

·

. .. .. . . ... . . .. ... . . .. .

adres:

John van der Schaaf

J. v.d. Heydenstraat 11

3332 BE

Zwijndrecht

Lilian J. Kok

Hooftweg 63

3211 XE Geervliet

opdrachtdatum :

februari 1992

verslagdatum :

april 1993

Fabrieksvoorontwerp 2961

Samenvatting

Zwavel- en stikstofoxiden kunnen met behulp van waterstofperoxide verwijderd worden uit de afgasstroom van een 500 MW elektriciteitscentrale. Hierbij wordt zwavelzuur en salpeterzuur geproduceerd.

Het gebruik van waterstofperoxide heeft de volgende voordelen:

• Reductie van de emissies van zwavel- en stikstofoxiden tot onder de norm van 400 mg/m3 _{droog gas voor zowel zwavel- als stikstofoxiden}

• Zwavel- en stikstofoxiden worden geoxideerd tot respectievelijk zwavelzuur en salpeterzuur, welke na concentratie geschikt zijn voor verder gebruik in de industie

• Geen verschuiving van het vervuilings probleem (gas ----

>

vloeistof)

Het doel van dit fabrieksvoorontwerp was te onderzoeken of een simultane verwijdering van zwavel- en stikstofoxiden met behulp van waterstofperoxide mogelijk is en waarom waterstofperoxide, ondanks de genoemde voordelen, zo weinig gebruikt wordt voor het reinigen van afgasstromen .

Met behulp van waterstofperoxide is het mogelijk afgassen te reinigen tot ver beneden de huidige emissie normen. De zwaveldioxide concentratie in het gereinigde afgas is vrijwel 0 mg/m3

; de stikstofoxiden concentratie bedraagt 75 mg/m3• Het geproduceerde zwavel-en

salpeterzuur met een gewichtspercentage van respectievelijk 99 % en 98 % is geschikt voor verder gebruik in de industrie.

De totale investeringskosten en de bedrijfskosten van het DeSNO_x proces met waterstofperoxide bedragen respectievelijk fl 180 en fl 258 miljoen per jaar.

De hoge bedrijfskosten worden veroorzaakt door het gebruik van grote hoeveelheden waterstofperoxide (80 % ).

De kosten van het DeSNO_x proces met waterstofperoxide werden vergeleken met de kosten van het WSA-SNOX proces. Gebleken is dat het DeSNO_x proces met waterstofperoxide duurder is dan het WSA-SNOX proces.

Om de bedrijfkosten te dekken zou de prijs van 1 kWh electriciteit verhoogd moeten worden met fl 0.06. Aangezien de prijs van 1 kWh electriciteit voor klein gebruikers circa fl 0.22 is, betekent dit een prijsverhoging van 30 %.

' J

Fabrieksvoorontwerp 2961

Inhoudsopgave

1. Inleiding . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 5

2. Uitgangspunten voor het ontwerp . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 6

2.1 Samenstelling afgasstroom . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 6

2.2 Stofeigenschappen van waterstofperoxide . . . . . . . . . . . . . .. 7

2.3 Materiaalkeuze. . . . 7 3.Procesbeschrijving . . . 8 3. 1. Afgasstroom . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 8 3.2. Compressor Cl . . . 8 3.3. Koeler H2 . . . 8 3.4. Gepakte kolomreactor . . . . 3.4.1. Algemeen . . . . 3.4.2. Oxidatie van zwaveldioxide . . . . 3.4.3. Oxidatie van NO . . . . 3.4.4. Oxidatie van N0_{2 • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • • •} 3.4.5. Stofverwijdering . . . . 3.5. Strippersectie . . . . 3.6. Scrubber . . . . 3.7. H2S04-concentrator . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 8 8 9 9 9 10 10 10 11 4. Processimulatie . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 12 4.1. Algemeen . . . 12 4.2. Thermodynamisch model . . . 12 5. Dimensionering apparatuur . . . . . . . . . . . .. 13

5.1. Condensors, Koelers en Warmtewisselaars . . . 13

5.2. Compressoren . . . .. .. . .. . . . . . . .. 13

5.3. Reactiekolom . . . . . . .. 14

5.4. HN03-stripper . . . . . . . . . . . . . . . .. 15

5.5. HN03-scrubber . . . . . . . . . .. 15

6. Massa- en warmtebalans 16 7. Overzicht specificatie apparatuur . . . 19

8.1 Investeringen . . . . . . . . . . . .. 26

8.2 Bedrijfskosten . . . 27

9. Conclusies en aanbevelingen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 28

Fabrieksvoorontwerp 2961

11. Literatuur

Bijlage A. Stroom- en componentenstaat . . . . Bijlage B. Berekening condensor H12 & VI3 . . . . Bijlage C. Berekening van zwavelzuur concentrator . . . . Bijlage D. Berekening van warmtewisselaar H5 . . . .

Bijlage E. Berekening van warmtewisselaar H15. Bijlage F. Berekening van warmtewisselaar HIO Bijlage G. Berekening van condensor H2 & V3 Bijlage H. Berekening van hoogte reactiekolom Bijlage I. Berekening van de N02 conversie

Bijlage

J.

Berekening van de dimensies HN03-scrubber

Bijlage K. Berekening van de dimensies HN03_stripper .

33

35

40

43

46

49 52

55

58

60 62

64

Fabrieksvoorontwerp 2961

1.

Inleiding

Door het groeiende milieubewustzijn en de strengere wetgeving op het gebied van de luchtverontreiniging worden bedrijven gedwongen om efficiente processen te ontwikkelen die de uitstoot van vervuilende componenten tegengaan. Deze componenten kunnen een gevaar voor de volksgezondheid of het milieu zijn. Daarom is het noodzakelijk de uitstoot te elimineren of te reduceren. In sommige gevallen is dit te bereiken door procesveranderingen, maar meestal is een secundair proces c.q. zuiveringsproces nodig om de uitstoot van vervuilende componenten te reduceren tot een acceptabel niveau.

Een belangrijk zuiveringsproces is het verwijderen van zwavel- en stikstofoxiden uit afgasstromen van elektriciteitscentrales. Deze oxiden reageren met zuurstof in de atmosfeer en condenseren vervolgens als 'zure regen'.

De meeste processen voor het zuiveren van afgasstromen zijn gebaseerd op de absorptie van de vervuilende componenten in een geschikte vloeistof. Een nadeel van deze processen is vaak dat het probleem verschoven wordt van de gasstroom naar de vloeistofstroom .

Het gebruik van waterstofperoxide heeft de volgende voordelen:

• Reductie van de emissies van zwavel- en stikstofoxiden tot onder de norm van 400 mg/m3 _{droog gas voor zowel zwavel- als stikstofoxiden}

•

Zwavel- en stikstofoxiden worden geoxideerd tot respectievelijk zwavelzuur en salpeterzuur, welke na concentratie geschikt zijn voor verder gebruik in de industie

• Geen verschuiving van het vervuilings probleem (gas ----

>

vloeistof)

Het doel van dit fabrieksvoorontwerp is te onderzoeken of een simultane verwijdering van zwavel- en stikstofoxiden met behulp van waterstofperoxide mogelijk is en waarom waterstofperoxide, ondanks de genoemde voordelen, zo weinig gebruikt wordt voor rookgasreiniging.

' . / -'

v

1'--" \.J I J Fabrieksvoorontwerp 2961

2. Uitgangspunten voor het ontwerp.

2.1 Samenstelling afgasstroom

Er bestaat een grote verscheidenheid in de samenstelling van afgasstromen van elektriciteits centrales door het gebruik van kolen met een varierende samenstelling.

Om een vergelijking te kunnen maken met andere processen voor het verwijderen van zwavel- en stikstofoxiden uit afgasstromen (Van Goor, 1992) werd uitgegaan van de gegevens in de DOE-ICCT-II (Juist, 1988) basis specificatie voor het ontwerp van een 500 MW elektriciteits centrale.

De samenstelling van de afgasstroom is gegeven in tabel 1.

Tabel!. Basis gegevens voor een afgasstroom van een 500 MW elektriciteits centrale. Temperatuur 400 [0C] Druk 1.3 [bar] Volumestroom 1.675*106 _[Nm3/h] Samenstelling : zuurstof 4.5 vol% koolstofdioxide 12.8 vol% water 7.6 vol% stikstof 74.9 vol% zwaveldioxide 1687 ppm waterstofchloride 62 ppm stikstofoxide 696 ppm stikstofdioxide 37 ppm

De gereinigde afgasstroom moet voldoen aan de emissie eisen zoals vermeld in de Wet Luchtverontreiniging (LUVO). De emissie eisen voor zwaveldioxide en stikstofoxide staan vermeld in tabel 11.

Tabel TI. Emissie normen voor zwavel- en stikstofdioxde Zwaveldioxide

Stikstofoxide

<

400 mg/m3 _{droog gas}

.JI

Fabrieksvoorontwerp 2961

2.2 Stofeigenschappen van waterstofperoxide .

Zuiver waterstofperoxide is geen volledig stabiele verbinding; de stof ontleedt langzaam in water en zuurstof. De ontledingsfactor neemt toe met een factor 2.2 voor iedere 10

oe

temperatuurstijging. Waterstofperoxideoplossingen van minder dan 75 wt% zijn op zich niet brandbaar en reageren niet explosief. Bij direct contact van het oxidatiemiddel met velerlei stoffen neemt de kans op brand of explosie sterk toe. Ook de bij de ontleding vrijkomende zuurstof werkt sterk brand en explosie bevorderend.

Bij grote verbruiken (meer dan 100 tij) wordt 50 gewichtsprocent (wt%) oplossing waterstofperoxide in water gebruikt in verband met opslagcapaciteit en transportkosten.

2.3 Materiaalkeuze.

Vanwege de zeer corrosieve componenten in de vloeistof moeten in het proces dure staalsoorten gebruikt worden, die bestand zijn tegen een dergelijk corrosief milieu. Vooral staalsoorten met een hoog siliciumgehalte zijn goed bestand tegen salpeterzuur en zwavelzuur. Ze zijn echter niet bestand tegen waterstofperoxide. Voor hoge temperaturen moet dan ook AISI 316 staal gebruikt worden als waterstofperoxide aanwezig is. Bij lage temperaturen biedt PVC uitkomst.

~ ~~---, AFGAS

_-.'

-=-=:T----i lC SAlPETERZUUR ,'~M6 ,

~--4

CONOENSWATER , . . ' f'ii' ~ .. r.IA / .

LQD- ~ ~ C 1 COMPRESSOR H 2 KOELER V.3 VLOEISTOF-GAS SCH. H 4 WARMTEWISSELAAR H 5 WARMTEWISSELAAR M 6 FIL TER i T 8 REACTIEKOLOM , . . . - - - . . " i C '6 COMPRESSOR T 9 HN03 SCRUBBER H 10 KOELER P 11 VLOEISTOF POMP H 12 & V 13 CONDENSOR T 14 REACTIEKOLOM P 17 VLOEISTOF POMP V 18 H2S04 CONCENTRATOR T 19 WASSER P 20 VACUUM POMP P 21 VLOEISTOF POMP GEREINIGD AFGAS WATER

S02/NOX AFGASZUIVERINGSPROCES MET H202

J. van der Schoof L.J. Kok

FVO na: 2961 Januari 1992

o

'~.

\...)

1-Fabrieksvoorontwerp 2961

3.Procesbeschrijving

Het proces is schematisch weergegeven in nevenstaande figuur 1.

3.1. Afgasstroom

De te reinigen afgasstroom heeft een samenstelling zoals vermeld in tabel 1. De gasstroom levert de warmte voor het opwarmen van de vloeistofstromen van warmtewisselaars H4 en H5. In de gasstroom zijn tevens roet en stofdeeltjes aanwezig.

3.2. Compressor Cl

Om de drukval over de gepakte kolommen te overwinnen wordt het gas met compressor Cl 0.35 bar in druk verhoogd. De temperatuur van het gas stijgt hierdoor van 315°C naar 372 °C.

3.3. Koeler H2

Omdat H20 2 bij hoge temperaturen ontleedt kan de hete gasstroom niet direct in de reactiekolom worden toegevoerd. De gasstroom wordt gekoeld van 372°C tot 35°C. Hierbij zal tevens een deel van het in het gas aanwezige water condenseren.

3.4. Gepakte kolomreactor 3.4.1. Algemeen

Het te reinigen gas wordt onder in de kolom toegevoerd en wordt met H20 2 en HN03

bevattende vloeistof in tegenstroom gewassen. Vanwege de grote hoeveelheid te reinigen gas is een grote vloeistofstroom nodig om het oppervlak van de kolompakking goed te bevochtigen. Daarom wordt een groot gedeelte van de bodemstroom als recycle aan de kolom toegevoerd.

Voordat de recycle toegevoerd wordt, wordt H20 2 en HN03 bijgemengd. H20 2 en HN03

zorgen voor de omzetting van respectivelijk S02' N02 en NO.De voedingsstroom wordt vervolgens gekoeld tot 40°C met koeler HlO. De door koeler HlO afgevoerde warmte is de som van de reactiewarmte en van de condensatiewarmte van water uit het aangevoerde gas. Vanwege de hoogte van de kolom is deze gesplitst in twee delen: T8 en T14 met ieder hun eigen recycle. In T8 vindt de grootste omzetting van S02 , NO en N02 plaats, in T14 een tweede reiniging die het gas vrijwel NOx en S02 vrij maakt. De recycle van kolom T14 hoeft

maar 3 °C gekoeld te worden. Hoewel de temperatuurdaling klein is, is de koeling toch nodig om de temperatuur op 40°C te houden

Fabrieksvoorontwerp 2961

3.4.2. Oxidatie van zwaveldioxide

De oxidatie van S02 naar H2S04 verloopt als volgt:

S02 (aq) + H202 (aq) -+ H2S0₄ (aq) (A)

Volgens Jaeschke en Hermann (1987) wordt de omzettingssnelheid van S02 volledig door gasfase stofoverdracht bepaald, als de H202-concentratie groter is dan

10-3

kmol/m3• Dit is

het geval in de reactiekolom en met formules voor stofoverdracht kan de reactiekolom gedimensioneerd worden.

3.4.3. Oxidatie van NO

(B)

Volgens Joshi e.a.(l985) treedt bij hoge HN03-dampspanningen oxidatie van NO naar N02

met HN0₃ in het grensvlak tussen gas- en vloeistoffase op (reactie B). De vloeistofoxidatie van NO naar N02 met H202 is hierdoor niet significant. Hoge HN03-dampspanningen treden

op bij hoge HNOrconcentraties. De aanwezigheid van H2S04 heeft ook een dampspannings

verhogend effect.

Reactie B verloopt zeer snel (Joshi e_a., 1985) en de gas fase stofoverdracht van NO uit de bulk van het gas naar het gas-vloeistof grensvlak is snelheidsbepalend. De totale omzetting van NO kan berekend worden met formules voor stofoverdracht en de dimensies van de reactiekolom .

3.4.4. Oxidatie van N02

Oxidatie van N0₂ naar HN0₃ vindt voornamelijk via de volgende reacties plaats:

(C)

(D)

(E)

(F)

-

J.

•

Oullel-/Chamber Flow

\

Drain

Fabrieksvoorontwerp 2961

Reacties C en E verlopen zeer snel volgens Joshi e.a.(1985) en Cooper (1984), dus kan aangenomen worden dat de gasfase stofoverdracht bepalend is voor de omzettingssnelheid. Bij de berekening van de omzetting van N0₂ dient wel rekening te worden gehouden met de vorming van N02 via reactie B. In reactie F wordt NO teruggevormd. Omdat de concentratie van HN02 zeer laag zal zijn door de snelle reactie E, zal vrijwel geen NO ge-vormd worden. NO dat toch gege-vormd wordt, reageert bovendien in de vloeistof zeer snel met H202 tot N02•

3.4.5. Stofverwijdering

Naast de verwijdering van NO_x en S02 uit het gas, worden door de reactiekolom stofdeeltjes tot 5 JLm diameter verwijderd met een efficiëntie van ongeveer 90 % volgens Coulson e.a. (1991). De stofdeeltjes worden vervolgens van de vloeistofstroom gescheiden met een filter.

Het filter is een zogenaamde top-uitlaat keramische buisfilter waarin de vuile vloeistofstroom van buiten de buizen naar binnen wordt geperst, de vaste deeltjes achterlatend aan de buitenkant (zie figuur 2). Omdat geen gegevens over de hoeveelheid stof bekend zijn, kan geen ontwerp van de filter gemaakt worden.

3.5. Strippersectie

In warmtewisselaar H5 wordt de gefilterde vloeistof uit de reactiekolom van 86.5 oe tot 190 oe verwarmd met de hete afgasstroom. De hete vloeistof wordt aan de stripper toegevoerd en gereinigd gas wordt in tegenstroom toegevoerd. De HN03-verwijdering uit de

voedingsstroom is dan vrijwel volledig.

Het HN03 bevattende gas uit de stripper wordt gekoeld tot 30 oe in condensor H12 &

V13, alwaar het HN03 condenseerd. Een gedeelte van het condensaat wordt teruggevoerd

naar de reactiekolom om de HN03-concentratie op peil te houden, terwijl het overige als pro-dukt onttrokken wordt. Het gas uit de condensor wordt toegevoerd aan de wasser T19 om niet gecondenseerd HN03 te verwijderen. Om de drukval over de strippersectie te overwin-nen is compressor eI6 nodig.

3.6. Scrubber

De scrubber TI9 wordt gebruikt om de nog in het gas uit de reactiekolom en de HN0

3-condensor HI2 & V13 aanwezige hoeveelheid HN03 te verwijderen. Hiertoe wordt vloeistof met een lage concentratie HN0₃ rondgepompt. Om de concentratie HN0₃ laag te houden wordt water toegevoerd. De produktstroom van de wasser wordt aan de recycle van de reactiekolom toegevoerd. De wasser wordt gedimensioneerd middels gasfase stofoverdracht formules.

-

j

I

( ,

,-'

1-'

Fabrieksvoorontwerp 2961

3.7.

H

2

SO

,,-concentrator

Om de concentratie van het geproduceerde H2S04 naar commerciële waarden (96%) te

krijgen wordt een concentrator als beschreven in het artikel van Rodger (1982) gebruikt. Hiermee wordt de warmte van het hete afgas benut om het water af te scheiden onder een verlaagde druk van 0.2 bar en een maximale temperatuur van 180°C om corrosie van de pijpen in de concentrator te voorkomen.

-Tabel 111. Binaire interactieparameters voor het Wilson model.

H202 - HN03 H202 - H2S04 H202 - H20 HN03 - H2S04 HN0_{3 -} H₂0 H2S04 - H20 a·_IJ · -7278.9 -10309.0 583.8 -3421.5 -2550.7 -15547.0 ~i -2550.7 -15547.0 -1481.6 -4643.1 -7278.9 -10309.0 r

' ... ./

Fabrieksvoorontwerp 2961

4. Processimulatie

4.1. Algemeen

Het proces is doorgerekend met het processimulatiepakket CHEMCAD. De reactietorens kunnen hiermee echter niet berekend worden. De reactiekolom wordt gesimuleerd door de reacties te laten plaatsvinden in adiabatische reactoren alvorens het gas aan een destillatietoren wordt toegevoerd, die per evenwichtstrap temperaturen en vloeistof-damp samenstellingen berekent .

4.2. Thennodynamisch model

Als thermodynamisch model voor de berekening van vloeistoffase activiteitscoëfficiënten wordt de Wilson vergelijking voor multicomponent systemen gebruikt. De vergelijking luidt:

xkAIci

ln(yj) = l-ln(Lx_jAj) - L

-j k ExjAkj

j

waarin Ajj berekend wordt met:

V. a .. A ij = -.!... exp( - 'L ) Vi RT (i

*

J) (1) (2)

Met de binaire interactieparameters ajj van de componenten H2S04 , HN03 , H202 en H20

onderling, kan de activiteit van een component in de vloeistof berekend worden en daarmee de dampspanning via de aangepaste wet van Raoult:

(3)

Aangezien het proces bij vrijwel atmosferische druk bedreven wordt, is correctie voor niet ideaal gasfasegedrag niet nodig.

De binaire interactieparameters zijn bepaald met dampspanningsdata uit Perry (1984) en Gmehlin (1981). Data van H202 met H2S04 en HN03 zijn niet bekend en voor een schatting

worden de interactieparameters van H20 met HN03 en H2S04 gebruikt. De gebruikte

waarden zijn vermeld in tabel lIl. De interactieparameters kunnen in CHEMCAD ingevoerd worden; met de in de CHEMCAD databank aanwezige molaire volumes berekent CHEMCAD de dampspanning van de componenten bij verschillende samenstellingen, drukken en temperaturen.

Fabrieksvoorontwerp 2961

5. Dimensionering apparatuur

5.1. Condensors, Koelers en Warmtewisselaars

Voor het ontwerp van de condensors en koelers wordt de methode gevolgd zoals beschreven in Coulson e.a. (1991). De fractie condensaat in condensors H2 & V3 en H12 & V13 is lager dan 30 % zodat volgens Coulson de condensor ontworpen kan worden als ware het een koeler met de warmte ontstaan door condensering als extra af te voeren warmte.

Bij het ontwerpen van de koelers en warmtewisselaars is gebruik gemaakt van het programma MATHCAD. In bijlagen B t/m G zijn de berekeningen van de warmtewisselaars, condensors en koelers weergegeven. Een lage drukval betreffende de gaszijde van de koelers is gewenst om hoge compressiekosten te voorkomen.

De totale hoeveelheid koelwater die gebruikt wordt in het proces is 4780 kg/s.

5.2.

Compressoren

Om de drukval over het proces te overwinnen wordt de gasstroom gecomprimeerd met compressor Cl tot een druk van 1. 6 bar. De temperatuur van het gas stijgt hierdoor van 315 °C naar 372

oe.

Vanwege de hoge gasstroom worden centrifugaalcompressoren gebruikt. De gasstroom loopt axiaal, zodat de compressor weinig ruimte inneemt. Volgens Coulson e.a. (1991) is de maximale capaciteit van een dergelijke compressor 170.000 m3_h-1

• Het te

comprimeren gasdebiet is ongeveer 2.76.106 _m3_h-1

, zodat 17 compressoren parallel nodig

zijn. Voor het rendement van compressoren geeft Coulson e.a. (1991) enkele ruwe schattingen. Voor de berekening met CHEMCAD is 80 % rendement aangenomen.

Een deel van het gereinigde gas wordt gebruikt voor de verwijdering van HN0₃ uit de produktstroom van de reactiekolom. Om de drukval over de stripper en de condensor te overwinnen wordt het gas op een hogere druk gebracht met een zelfde type compressor als CL De te comprimeren stroom is 9.43· 104

m3_h-1

• Eén centrifugaalcompressor is dus

voldoende om de gasstroom 0.35 bar in druk te verhogen. Voor het rendement van de compressor C 16 wordt eveneens 80 % genomen .

Fabrieksvoorontwerp 2961

5.3. Reactiekolom

Om de diameter en de hoogte van de reactiekolom te bepalen wordt gebruik gemaakt van de ontwerpprocedure uit Coulson e.a. (1991) voor gepakte kolommen. De diameter wordt bepaald door de flowfactor Fiv te berekenen:

(4)

Bij de gewenste drukval per meter pakking wordt de factor K4 afgelezen uit figuur 3. De massastroom gas per kolomoppervlak V"W wordt gegeven door:

V"

_w K4 Pv (PI -p)

42.9 F

(~)O.l

P Pi

(5)

Met een totale gasstroom van 1.6.106 _m3_{/h is dus het benodigde oppervlak 106.5 m}2 • De

drukval is 8 mbar per meter pakking. De drukval over de kolom is 0.15 bar. Omdat één kolom met een diameter van 11.6 m niet reëel is, wordt de kolom opgesplitst in 8 kolommen met een diameter van 4.11 m.

De met MA THCAD uitgevoerde berekening van reactiekolom is weergegeven in bijlage K. De aldus berekende kolomhoogte HK is 20 m voor een 99.99 % omzetting van S02' De

reactiekolom is opgesplitst in de kolommen T8 en T14 met een hoogte en diameter van respectievelijk 10 en 4.11 m.

De omzetting van NO kan berekend worden met de volgende formule:

k a P H

z: 1 _ exp( g,NO w K)

"NO

=

G

_m (6)

I J Fabrieksvoorontwerp 2961

De omzetting van N0₂ kan berekend worden met:

YNo,o KNO

ÇNO

=

l-exp( -KNO BK) - 3 - - (exp( -KNOBK) -exp( -KNO BK») (7)

2 2 Y K -K 2 N0₂,O N0₂ NO KNO = kg,NO aw P

G

_m

(8)

k a P KNO g,N0₂ w = 2 _G

(9)

m

De omzetting van N02 is dus afhankelijk van de verhouding NO:N02 • De conversie van N02

is 99.951 % .

Voor de pakking kan stijf PVC gebruikt worden. Volgens de corrosie tabel uit Coulson e.a. (1991) is PVC bestand tegen H2S04 , HN03 en H202 bij de in de kolom heersende

concentraties bij 60°C maar niet meer bij 100 °C. In de kolom wordt de temperatuur maximaal 85°C zodat het PVC waarschijnlijk wel gebruikt kan worden. Eventueel wordt in de bodem van de kolom, waar de temperatuur boven 60 °C is, keramische pakking gebruikt.

5.4. HN0₃-stripper

De ontwerpprocedure voor de HN03-stripper T9 is dezelfde als voor de reactiekolom.

Hierbij wordt echter wel rekening gehouden met de vloeistoffase stofoverdracht weerstand. De met MA THCAD berekende hoogte van de kolom is 20 m. De kolom heeft een diameter van 3 m en een drukval van 0.16 bar. De berekening is weergegeven in bijlage K.

5.5. HN03-scrubber

De ontwerpprocedure voor de HN03-scrubber T19 is gelijk aan die voor de reactiekolom

en de HN03-stripper. De met MATHCAD berekende hoogte van de kolom is 9.4 m. De

kolom heeft een diameter van 4.4 m en een drukval van 0.08 bar. De berekening is weergegeven in bijlage J.

\ ',--" Fabrieksvoorontwerp 2961 6. Massa- en warmteba1ans Voor- MASSA- EN IN waarts WARMTEBALANS M Q M Q afgas 613.9 678.9 214.9 197.9 613.9 - -

-639.2 184.2 182.9 613.9

-

-

- -630.3

C

0 31. 6 M P R 613.9 - -

-661. 9 koelw. C 0 N D eond.w. 598.7

r

- - -416.9

-F

-koelw. -0 r--- - -2.5 -2.7 H202 E L 0.6 -0.12 HN03 E R . -211. 9 - --205.1 DeSNOx met HP2 Retour UIT M M Q Q 214.9 237.6 184.2 191. 8 263.1 15.2 -18.0 32.8 203.2 -166.1

Fabrieksvoorontwerp 2961 DeSNOx met H202

Voor- MASSA- EN

IN waarts WARMTEBALANS Retour UIT

M M M Q M Q Q

I

_R Q 10.0 E A 22.6 -18.5

e

584.9

-

-

-

T

5.6 393.4 3.6

-

J:-610.0 - - - -365.1 koelw. K ' - I 0 t - - - 4.4 H202 E 1.7 -1. 8 L '

-L

R E A 3.9

e

-583.0 - - - -404.7 613.7 2.0 -425.8 -2.1 w ter S- 202.9 1.8 -2.2

l-C -212.0 R stack 583.5 404.7 -30.7 - - -21.3

-e

1.0 0 M P

--~

30.7 22.3

I

• ..J , , ~ '.< Fabrieksvoorontwerp 2961 Voor-IN waarts M Q M Q 8.8 22.6 -18.5 22.6 -9.7 32.2 26.6 21.0 -13.9 39.7 1042 1129.4 Massa in kgjs Warmte in MW MASSA- EN WARMTEBALANS -a g-as H I -E H S04 A H 03 T

,

-L

S T R P

-C HN< >3 ' -0 N D koelw. ~ ' -- -- - - -

-L

afgas C 0 N H2S04 C T water R ' -<---- TOTAAL ----> DeSNOx met H202 Retour UIT M M Q Q 0.9 -0.2 5.9 3.4 -0.5 17.6 26.3 1042 1129.4 Fabrieksvoorontwerp No: 2961

Fabrieksvoorontwerp 2961

7.

Overzicht specificatie apparatuur.

Apparaatnummer : H 15 1 stuks Algemene eigenschappen:

Functie: Afkoelen vloeistofstroom reactiekolom T14 Type: Warmtewisselaar Uitvoering : Haarspeld Positie: Horizontaal Capaciteit : 4.39 103 _kW Warmtewisselend oppervlak : 616.5 m2 Overall warmteoverdrachtscoëfficiënt : 1000 W/m2_.K Logaritmisch temperatuurverschil (LMTD) : 8.64

oe

Aantal passages pijpzijde :2

Aantal passages mantelzijde : 1 Correctiefactor LMTD : 0.824

Gecorrigeerde LMTD : 7.12 °C Bedrijfscondities :

Mantelzijde Pijpzijde Soort fluïdum koelwater corrosieve

vloeistof Massastroom kg/s 52.50 561.89 Gemiddelde soortelijke warmte kJ/kg.oC 4.18 2.9 Temperatuur IN °C 20 42.7 Temperatuur UIT °C 40 40 Druk bar 1 1.3 Materiaal Staal AISI 316 Staal

Fabrieksvoorontwerp 2961

Apparaatnummer : H12 & V13 3 stuks parallel

Algemene eigenschappen :

Functie: Condensering van salpeterzuur uit gasstroom Type: Condensor Uitvoering : Haarspeld Positie : Horizontaal Capaciteit : 5.92'103 _kW Warmtewisselend oppervlak : 1049 m2 Overall warmteoverdrachtscoëfficiënt : 100 W/m2_.K Logaritmisch temperatuurverschil (LMTD) : 66.7 °C

Aantal passages pijpzijde :8

Aantal passages mantelzijde : 1

Correctiefactor LMTD : 0.846

Gecorrigeerde LMTD :56.4 °C

Bedrijfscondities :

'-.)

Mantelzijde Pijpzijde

Soort fluïdum gas en salpeter- koeiwater

zuur

Massastroom kg/s 32.2 141.5

Massastroom te condenseren kg/s 1.51

-Gemiddelde soortelijke warmte kj/kg.

oe

0.67 4.18

Verdampingswarmte kj/kg 0.89'103

-Temperatuur IN

oe

244.4 20

Temperatuur UIT

oe

30 30

Druk bar 1 .1 1

Fabrieksvoorontwerp 2961

Apparaatnummer : H2 & V3 40 stuks parallel Algemene eigenschappen :

Functie: Afkoelen hete gasstroom Type: Condensor Uitvoering : Haarspeld Positie: Horizontaal Capaciteit : 2.63'105 _kW Warmtewisselend oppervlak : 54040 m2 Overall warmteoverdrachtscoëfficiënt : 60 W/m2 .K Logaritmisch temperatuurverschil (LMTD) : 96.0 °C Aantal passages pijpzijde :8

Aantal passages mantelzijde : 1 Correctiefactor LMTD : 0.845

Gecorrigeerde LMTD : 81.1 °C Bedrijfscondities :

Mantelzijde Pijpzijde Soort fluïdum heet afgas koelwater Massastroom kg/s 613.9 4196 Massastroom te condenseren kg/s 15.1

-Gemiddelde soortelijke warmte kJ/kg.oC 1.26 4.18 Verdampingswarmte kj/kg 1.89'103

-Temperatuur IN °C 339 20 Temperatuur UIT °C 35 35 Druk bar 1.3 1 Materiaal Staal Staal

Fabrieksvoorontwerp 2961

Apparaatnummer : H5 1 stuks

Algemene eigenschappen :

Functie: Afkoelen gasstroom en opwarmen produktstroom Type: Warmtewisselaar Uitvoering : Haarspeld Positie: Horizontaal Capaciteit : 8.83 103 kW Warmtewisselend oppervlak : 2101 m2 Overall warmteoverdrachtscoëfficiënt : 50 W/m2_.K Logaritmisch temperatuurverschil (LMTD) :18{9

oe

Aantal passages pijpzijde :8

Aantal passages mantelzijde : 1

Correctiefactor LMTD : 0.976

Gecorrigeerde LMTD : 177.6 °C

Bedrijfscondities :

Mantelzijde Pijpzijde

Soort fluïdum heet afgas corrosieve vloeistof

Massastroom kg/s 184.2 23.3

Gemiddelde soortelijke warmte kj/kg.

oe

1 .11 3.67

Temperatuur IN °C 342.8 48.8

Temperatuur UIT °C 299.2 190

Druk bar 1.3 1.3

Fabrieksvoorontwerp 2961

Apparaatnummer : Hl 0 1 stuks

Algemene eigenschappen :

Functie: Afkoelen recyclestroom reactiekolom T8 Type : Warmtewisselaar Uitvoering : Haarspeld Positie: Horizontaal Capaciteit : 3.28 104 kW Warmtewisselend oppervlak : 1352 m2 Overall warmteoverdrachtscoëfficiënt : 1000 W/m2 .K Logaritmisch temperatuurverschil (LMTD) : 30.1 °C

Aantal passages pijpzijde :2

Aantal passages mantelzijde : 1

Correctiefactor LMTD : 0.806

Gecorrigeerde LMTD : 24.2 °C

Bedrijfscondities :

Mantelzijde Pijpzijde

Soort fluïdum koelwater corrosieve vloeistof

Massastroom kg/s 392.08 211.9

Gemiddelde soortelijke warmte kJ/kg.oC 4.18 3.58

Temperatuur IN °C 20 83.1

Temperatuur UIT °C 40 40

Druk bar 1 1.3

Fabrieksvoorontwerp 2961

Apparaatnummer : H4 4 stuks parallel

I J

Algemene eigenschappen :

Functie: Concentreren van de zwavelzuur produktstroom Type: Verdamper

Uitvoering : Vaste pijpplaten

Positie : Horizontaal

Capaciteit : 3.97.104 _kW

Warmtewisselend oppervlak : 4148 m2

Overall warmteoverdrachtscoëfficiënt : 70 W/m2_.K

Logaritmisch temperatuurverschil (LMTD) : 102.7 °C

Aantal passages pijpzijde : 1

Aantal passages mantelzijde : 1

Correctiefactor LMTD : 0.933

Gecorrigeerde LMTD : 95.8 °C

Bedrijfscondities :

'~.

Mantelzijde Pijpzijde

Soort fluïdum zwavelzuur heet afgas

Massastroom kg/s 21.04 859.4

Massastroom te verdampen kg/s 17.60

-Gemiddelde soortelijke warmte kJ/kg.oC 2.8 1.12

Verdampingswarmte kj/kg 2.2'103

-Temperatuur IN °C 163 400

Temperatuur UIT °C 180 200

Druk bar 0.2 1.3

Fabrieksvoorontwerp 2961

Apparaatnummer T8 T9 T14 T19

Benaming, type Reactiekolom HN03-stripper Reactiekolom gaswasser

Absolute druk [bar) 1.4 1.3 1.3 1.2

temperatuur [OC) 60 190 40 40

Inhoud [m3

) 126 188 126 126

Diameter [m) 4 3 4 4

Hoogte [m) 10 20 10 10

Vulling PVC Pall Keramische PVC Pall PVC Pall ringen Raschig ringen ringen ringen aantal parallel 8 1 8 8

I

I~ I I') Fabrieksvoorontwerp 2961

8. Kosten

8.1 Investeringen

De vaste investeringskosten zijn bepaald volgens de methode van Guthrie (Coulson, 1991). Hierbij worden de aanschafkosten van de apparatuur vermenigvuldigd met de Lang-factor, die opgebouwd is uit individuele kosten factoren. Voor de berekening van de Lang-factor worden de in tabel IV gegeven kosten factoren gebruikt.

De aanschafkosten van de apparatuur is afkomstig uit WEBCI (1992).

. ...J

I

----'

Fabrieksvoorontwerp 2961

Tabel V. Aanschafkosten apparatuur .

2 warmtewisselaars H5 à ktl 1596 warmtewisselaar H 10 warmtewisselaar H 15 4 concentrators à kfl 791,-40 condensoren H2&V3 à kfl 458,-3 condensoren H12&V1458,-3 à kfl 232,-16 reactiekolommen à ktl 533,-8 scrubbers à kfl 533, -1 stripper 3000 m3 _{PVC vulling à kfl 0,69 m-}3 94 m3 _{AISI316 vulling à kfl 3,30 m-}3 ktl 3192, =--kfl 878,-kfl 521,-kfl 3164,- kfI18631,-kfl 706,-ktl 8528,-kfl 4264,-kfl 297,-kfl 2070,-kfl

310,-- 310,-- 310,-- 310,-- +

kfl

42561,-De totale investeringen bestaan uit de vaste investeringskosten en het benodigde werkkapitaal. Voor het werkkapitaal werd 15 % van de vaste investeringskosten genomen.

Tabel VI. Opbouw totale investeringen.

Vaste investeringskosten kfl Benodigd werkkapitaal kfl kfl 157475,-

22736,-- 22736,-- 22736,-- +

180212,-\ ' /

'J

Fabrieksvoorontwerp 2961

8.2 Bedrijfskosten

De bedrijfskosten zijn opgebouwd uit vaste en variabele kosten. Tabel VI geeft de verschillende componenten van deze bedrijfskosten.

Tabel VII. Bedrijfskosten en opbrengsten.

Vaste kosten

Onderhoud (7.5 % totale investering)

Loonkosten (1 % totale investering)

Afschrijvingen (10 jaar)

Rente (8%, gemiddeld over 10 jaar)

Verzekering (1 % gemiddelde boekw.)

Onroerendgoed belast. (1 % gem. boekw.)

Royalties (1 % totale investering)

Totale vaste kosten Variabele kosten

Waterstofperoxide 50% (120000 tij; kfl 1, 701t)

Energie verbr. compressoren (32 MW)

Koelwater (4.78 m3/s à fl 0.05/m3)

Totale variabele kosten Totale bedrijfskosten Opbrengsten

Produktie salpeterzuur (26000 tij; kfl 0.46/t)

Produktie zwavelzuur (98900 tij; kfl 0.072/t)

Totale opbrengsten kfl 13516,-kfl 1802,-kfl 18021,-kfl 20885,-kfl 901,-kfl 901,-kfl

1802,-+

kif 57828,-kfl kfl kfl 204000,- 15255,-

6886,-- 6886,-- 6886,-- 6886,-- 6886,-- +

kfl 226141,-kfl 283969,-kfl kfl 11960,-

7121,-- 7121,-- 7121,-- 7121,-- 7121,-- +

kfl

19081,-- 19081,-- 19081,-- 19081,-- 19081,-- +

kfl

264888,-,--i

Fabrieksvoorontwerp 2961

8.4. Vergelijking met kosten van het WSA-SNOX proces.

De kosten van het DeSNO_x proces met waterstofperoxide werden vergeleken met

de kosten van het WSA-SNOX proces, zoals beschreven door Van Goor en Versteeg (FVO nr 2896, 1992). In het WSA-SNOX proces worden zwavel- en stikstofoxiden door middel van selectieve reductie uit de afgasstroom van een energie centrale verwijderd. Daarbij wordt zwavelzuur geproduceerd.

Van Goor en Versteeg (1992) geven een schatting voor de kosten van het WSA-SNOX proces voor een 500 MW energie centrale. De totale investeringskosten en bedrijfskosten bedragen respectievelijk fl 287 en fl 15 miljoen per jaar.

Van Goor en Versteeg vergelijken het WSA-SNOX proces tevens met andere afgasreinigende processen, namelijk het Haldor Topsoe, Linde Solinox en het Walter proces. De processen kwamen qua kosten met elkaar redelijk overeen. De kosten van het reinigen met waterstofperoxide worden voornamelijk door de variabele kosten bepaald, terwijl bij de andere processen juist de investeringskosten het kostenplaatje bepalen.

.

)

Fabrieksvoorontwerp 2961

9. Conclusies en aanbevelingen .

Uit de berekeningen blijkt dat het simultaan verwijderen van zwavel- en stikstofoxiden met waterstofperoxide tot onder de normen mogelijk is. De zwavel

dioxide concentratie in het gereinigde afgas is vrijwel 0 mg/m3

; de stikstofoxiden

concentratie bedraagt 75 mg/m3•

Het produceren van geconcentreerd salpeterzuur (98%) en zwavelzuur (99%) levert echter meer problemen op. Allereerst werd het geproduceerde mengsel van salpeter- en zwavelzuur gescheiden in een scrubber. Uit patenten bleek dat deze scheiding gewoonlijk wordt uitgevoerd in een destillatie toren. Het doorrekenen van deze destillatie toren met CHEMCAD was echter niet mogelijk door de onnauwkeurigheid van het gekozen thermodynamische model. Het zwavelzuur behoefde nog een extra concentreringsstap. Dit leverde uiteindelijk 99% zwavelzuur.

Om de drukval over het proces te overwinnen zijn twee compressoren ingebouwd. Een alternatief voor het overwinnen van de drukval is het opwarmen van de gereinigde afgasstroom. Door het opwarmen van de gereinigde gasstroom daalt de dichtheid van het gas in de schoorsteen, waardoor een zuigende werking ontstaat. Hierdoor is wel een grotere investering in warmtewisselaars nodig.

Door de grote afgasstroom is het aantal proces units erg groot. Dit heeft vooral invloed op de investeringskosten.

De totale investeringskosten en de bedrijfskosten van het DeSNOx proces met

waterstofperoxide bedragen respectievelijk fl 180 en fl 258 miljoen per jaar. De hoge bedrijfskosten worden veroorzaakt door het gebruik van grote hoeveelheden waterstofperoxide. Deze kosten kunnen wellicht verlaagd worden door waterstofperoxide on-site te produceren door electrolyse van zwavelzuur naar perzwavelzuur dat vervolgens met water reageert tot waterstofperoxide en zwavelzuur.

Bij vergelijking met het WSA-SNOX proces valt het enorme verschil in de bedrijfskosten op. Ondanks het gebruik van corrosie bestendige materialen zijn de

investeringskosten voor het DeSNOx proces met waterstofperoxide lager.

Om de bedrijfkosten te dekken zou de prijs van 1 kWh electriciteit verhoogd

moeten worden met fl 0.06. Aangezien de prijs van 1 kWh electriciteit voor klein

gebruikers circa fl 0.22 is, betekent dit een prijsverhoging van 30

%.

, 'J ~ Fabrieksvoorontwerp 2961

10. Symbolenlijst.

a A a% Akolom A't As Atf Ats aij aw BS Cft Cpt, Cps Db di de DeltaHv OeltaPws OeltaTws D[COMP)g Dkolom do dp OP DPs, DPt DTm Fiv Fp Fw, FI Ft, Fs Gm Gt, Gs Hk' Hkolom hnb ht, hs hft, hfs HO HOT HS02 HTUog i jft, jfs jht, jhs K K4 KNo, K1 KN02' K2 kg.i kft,kfs ksi[COMP)

oppervlakte pakking per volume benodigd warmtewisselend oppervlak percentage effectief bevochtigd oppervlak totale oppervlak parallelle kolommen totaal doorstroomd oppervlak buiszijde

beschikbaar doorstroomd oppervlak mantelzijde doorstroomd oppervlak per passage buiszijde totaal doorstroomd oppervlak mantelzijde

binaire interactieparameter van componentenpaar i en j effectief bevochtigd oppervlak van kolompakking per volume afstand tussen baffles

correctiefactor voor LMTD

warmtecapaciteit fluïdum buis- resp. mantelzijde bundeldiameter binnendiameter buis equivalente diameter [m2 _m-3₎ [m2 ) [ -) [m2 ) [m2 ) [m2₎ [m2 ) [m2 ) [ -) [m2 _m-3_] [mm) [-) [kj kg-I K- l ) [mm) [mm) [mm) verdampingswarmte

dampspanningsverschil bij wandtemperatuur en mantelzijde

[J kg-I) fluidumtemperatuur aan temperatuurverschil tussen fluidum en buiswand aan mantelzijde

gasfase diffusiecoëfficiënten [COMP)

[Pa)

[OC)

[m2 _S-l)

diameter van een kolom buitendiameter buis diameter pakking drukval over kolom

drukval over warmtewisselaar buis- resp. mantelzijde gecorrigeerd logaritmisch temperatuurverschil flowfactor

pakking factor

massastroom gas resp. vloeistof

massastroom fluidum buis- resp. mantelzijde molenstroom gas per oppervlakte kolom

massastroom per doorstroomd oppervlak buis resp. mantel hoogte reactiekolom

"nucleate pool boiling" warmteoverdrachtscoëfficiënt

warmteoverdrachtscoëfficiënt buis- resp. mantelzijde vervuilingscoëfficiënt buis- resp. mantelzijde

capaciteit per parallelle warmtewisselaar

totale capaciteit van parallelle warmtewisselaars hoogte nodig voor gegeven S02 conversie hoogte evenwichtstrap

index voor n en K

frictiefactoren buis- resp. mantelzijde

warmteoverdrachtsfactoren buis- resp. mantelzijde vector van constanten voor bundeldiameter berekeningen constante in vergelijking (5)

zie vergelijking (8) zie vergelijking (8)

gasfase stofoverdrachtscoëfficiënt van component i thermische geleidbaarheid fluidum buis- resp. mantelzijde conversie van [COMP)

[m) [mm) [mm) [bar) [bar) [OC) [ -) [ -) [kg S-l) [kg S-l) [kmol m-2s-1) [kg m-2 _S-l) [m) [Wm-l _K-l₎ [Wm-l _K-l₎ [Wm-l _K-l₎ [kW) [kW) [m) [m) [ -) [ -) [ -) [ -) [ -) [m-l₎ [m-l₎ [kmol m-2 ba(l S-l) [Wm-l _K-l ) [ -) [Wm-l _K-l

-Fabrieksvoorontwerp 2961 Lt Lw" M MI, Mg n Nkolom Np Nt Ntp P pu '. _I P,o, Prt,Prs pt q qc R R,S Ret, Res rhol, rhog , sL, sc T Tti,Tsi Tto,Tso U Uo Vi V·_w vt, VS Xi Yi,O Yi Grieks: f; 1'\ Pv ' Pg p" P. PI rIJg rIJ, /ll' /lg /l" /l. Vi lengte buis

massastroom vloeistof per kolomoppervlak molenstroom

molaire massa vloeistof resp. gas

vector van constanten voor bundeldiameter aantal parallelle kolommen

aantal passages buiszijde aantal buizen

aantal buizen per passage aan buiszijde totale absolute druk

verzadigingsdampspanning component i totale absolute druk

Prandtlgetal buis· resp. mantelzijde afstand tussen buizen in warmtewisselaar warmteflux

critische warmteflux

berekeningen

gasconstante (8.314)

temperatuurverhoudingen voor berekening Cft Reynoldsgetal buis· resp. mantelzijde

dichtheid vloeistof resp. gas

oppervlakte spanning vloeistof resp. pakking temperatuur

temperatuur IN aan buis· resp. mantelzijde

" UIT "

globale warmteoverdrachtscoëfficiënt berekende"

molair volume component i massastroom per oppervlak kolom snelheid fluidum buis· resp. mantelzijde molfractie component i in de vloeistoffase

[mm) [kg m·2 _s·,) [mol s·,) [g mol") [ -) [ -) [ .) [ .) [ .) [bar) [Pa) [Pa) [ -) [mmj [Wm-'j [Wm-') [J mol"'K") [ -) [ -] [kg m·3 ) [Pa s) [OC) [OC) [OC] [Wm" K-') [Wm" K-') [cm3 _mol) [kg m·2 _s-') [m s-') molfractie component i in de gasfase aan de ingang van de reactiekolom molfractie component i in het gas

[ -)

[ -) [ -)

conversie component i

Wilson parameter van componentenpaar i en j dichtheid van de gasfàse

dichtheid fluïdum buis- resp. mantelzijde dichtheid van de vloeistoffase

massastroom gas massastroom vloeistof

viscositeit van de vloeistof· resp. gasfase viscositeit fluïdum buis- resp. mantelzijde vloeistoffase activiteitscoëfficiënt [ -) [ -) [kg m-3 ) [kg m-3₎ [kg m'3 ) [kg s·,) [kg s") [Pa s) [Pa s) [ -)

Fabrieksvoorontwerp 2961

11 .

literatuur.

Cooper Hal B.H., 'Removal and Recovery of Nitrogen Oxides and Sulfur Dioxide from Gaseous Mixtures containing them', US 4 426 364 , (1984) Coulson J.M., Richardson J.F., Sinnott R.K., 'Chemical Engineering', Vol.6, 1st

Ed., (1991), Pergamon Press, Oxford

Curtius F., 'Verfahren zum entfernen von Stickoxiden aus Rauchgasen', WO 89/00449, (1989)

Deo P.V., 'The Use of Hydrogen Peroxide for the Control of Air Pollution',

Stud. Environ. Sci., 34, 275-282, (1988)

Deutsche Filterbau GMBH, 'Verfahren zur gleichzeitigen Entfernung von SOx

und NOx aus ABgasen und Vorrichtung zu dessen Durchfuhrung', DE

3510558 A1, (1986)

Ghmelin,'Handbook of Inorganic Chemistry', 8th

Ed., Springer Verlag, Berlin, (1981 )

Van Goor N.A., Versteeg A.H.M., 'Verwijdering van zwaveloxiden en stikstofoxiden uit rookgas, via het WSA-SNOX proces', Fabrieksvoorontwerp 2896, (1992)

Jaeschke W.A., Hermann G.J., 'Sulfur Dioxide Oxidation by Hydrogen Peroxide in suspended Droplets', ACS. Symp. Ser., 349, (Chem Acid Rain:

Sources Atmos. Processes), 142-157, (1987)

Joshi J.B., Mahajani V.V., Juvekar V.A., 'Invited Review Absorption of NOx

Gases', Chem. Eng. Commun., 33, (1985)

Juist D.R., et al, 'WSA SNOX Stack Cleaning Technology', Proc. Annu. Int. Pittsburgh Coal Conf., (1988)

Kirk Othmer, 'Encyclopedia of Chemica I Technology' 3rd Ed., John Wiley &

Sons, New Vork, (1983)

Nieuw Burgerlijk Wetboek, Wet inzake de Luchtverontreiniging, artt. 4, 11. Perry, H., 'Chemical Engineers' Handbook, 6th

Ed., McGraw-Hili Book Company, New Vork, (1984)

Rodger 1., 'Developments in the Concentration of Sulfuric Acid', Chem. Eng. Prog., 78(2), 39-43, (1982)

Fabrieksvoorontwerp 2961

Soldavini H., Wachendörfer P., von Wedel W., 'Entschwefelung von

ProzeB-und Rauchgasen durch oxidierende Gaswäsche mit H₂0/, VDI Ber., 730,

331-347, (1989)

Soldavini H., von Wedel W., 'Umweltschutz plus Wertstofgewinnung,

Rauchgasreinigung mit Wasserstofperoxid', Chem. Ind., 1, 23-24, (1992)

Sulphur, 152, 37, (January/February 1981)

WEBCI prijzenboekje, Nederlandse Stichting voor kostentechniek, (1992)

Fabrieksvoorontwerp 2961 DeSNOx met H202

Bijlage A. Stroom- en componentenstaat.

Stroomnummer 1 2 3 4 5

Component M M M M M

[mol/s] [mol/s] [mol/s] [mol/s] [mol/s]

HN0₃ 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 H2S04 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 H20 2 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 H20 1580.0 1027.0 1027.0 1106.0 1580.0 S02 35.0 22.8 35.0 24.5 35.0 NO 14.5 9.4 14.5 10.2 14.5 N02 0.8 0.5 0.8 0.3 0.8 CO 2 2660.0 1729.0 2660.0 1862.0 2660.0 O2 930.0 604.5 930.0 651.0 930.0 N2 15560.0 10114.0 15560.0 10892.0 15560.0 Totaal 20780.3 13507.2 20780.3 14546.2 20780.3 [mol/s] Enthalpie 678.9 441.3 639.2 447.4 630.4 [MW] Stroomnummer 6 7 8 9 10 Component M M M M M

[moiis] [moiis] [mol/s] [moiis] [mails]

HN0₃ 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 H2S04 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 H20 2 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 H20 1580.0 553.0 553.0 474.0 474.0 S02 35.0 12.3 12.3 10.5 10.5 NO 14.5 5.1 5.1 4.4 4.4 N0 2 0.8 0.3 0.3 0.2 0.2 CO 2 2660.0 931.0 931.0 798.0 798.0 -.' O2 930.0 325.5 325.5 279.0 279.0 N2 15560.0 5446.0 5446.0 4668.1 4668.1 Totaal 20780.3 7273.1 7273.1 6234.1 6234.1 [mol/s] Enthalpie 661.9 237.6 197.9 191.8 182.9 [MW]

Fabrieksvoorontwerp 2961 DeSNOx met H202

Stroomnummer 11 12 13 14 15

Component M M M M M

[mol/s] [mol/s] [mol/s] [mol/s] [mol/s]

HN0₃ 0.0 0.0 23.5 23.5 0.0 H₂S0₄ 0.0 0.0 34.6 34.6 0.0 H₂0₂ 0.0 0.0 6.7 6.7 0.0 H₂0 741.2 838.8 969.6 969.6 0.0 S02 34.5 0.4 0.0 0.0 0.0 NO 14.5 0.0 0.0 0.0 0.1 N02 0.7 0.03 0.2 0.2 0.0 CO2 2659.9 0.1 0.0 0.0 140.0 O₂ 929.9 0.0 0.0 0.0 48.9 , ) N2 15560.0 0.0 0.0 0.0 818.9 Totaal 19940.9 839.33 1034.6 1034.6 1007.9 [mol/s] Enthalpie 416.9 -18.0 -18.5 -9.6 22.3 .J [MW] Stroomnummer 16 17 18 19 20 Component M M M M M

[mol/s] [mol/s] [mol/s] [mol/s] [mol/s]

HN0₃ 5.9 234.5 265.8 211.1 23.4 H2S04 0.0 345.7 311.1 311.1 0.0 H20 2 0.0 67.3 102.2 60.6 0.0 H20 0.0 9696.1 8941.5 8726.5 2.9 S02 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 NO 1.5 0.0 0.0 0.0 0.0 N0 2 38.9 2.2 2.0 2.0 0.2 CO2 2659.9 0.1 0.1 0.1 140.0 O₂ 930.0 0.0 0.0 0.0 48.9 N₂ 15560.0 0.0 0.0 0.0 818.9 Totaal 19196.2 10346.0 9622.7 9311.4 1034.5 [mol/s] Enthalpie 405.9 -184.5 -205.1 -166.0 26.63 [MW]

1-Fabrieksvoorontwerp 2961 DeSNOx met H202

Stroomnummer 21 22 23 24 25

Component M M M M M

[mol/s] [mol/s] [mol/s] [mol/s] [mol/s]

HN0₃ 0.0 0.0 265.8 9.4 9.4 H2S04 34.6 0.0 311.1 0.0 0.0 H20 2 6.7 36.7 102.2 0.0 36.7 H20 966.7 69.2 8941.5 0.6 69.8 S02 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 NO 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 N0 2 0.0 0.0 2.0 0.0 0.0 CO 2 0.0 0.0 0.1 0.0 0.0 O2 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 N2 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 Totaal 1008.0 105.9 9622.7 10.0 115.9 [moiis] Enthalpie -13.9 -2.6 -172.4 -0.1 -2.7 [MW] Stroomnummer 26 27 28 29 30 Component M M M M M

[moiis] [moiis] [moiis] [moiis] [moiis]

HN0₃ 256.4 0.0 14.1 45.3 3.7 H2S04 311.1 0.0 0.0 0.0 0.0 H_{20 2} 65.5 0.0 0.0 5.0 0.0 H20 8871.7 1.3 1.0 145.2 0.0 S02 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 NO 0.0 0.0 0.0 0.0 1.5 N0 2 2.0 0.2 0.0 0.0 0.0 CO2 0.1 140.0 0.0 0.0 2659.9 O2 0.0 48.9 0.0 0.0 929.9 N2 0.0 818.9 0.0 0.1 15560.0 Totaal 9506.8 1009.4 15.1 195.6 19155.1 [moiis] Enthalpie -169.7 21.0 -0.2 -3.6 404.8 [MW]

Fabrieksvoorontwerp 2961 DeSNOx met H202

Stroomnummer 31 32 33 34 35

Component M M M M M

[mol/s] [mol/s] [mol/s] [mol/s] [mol/s]

HN03 4527.9 4486.8 4482.7 A 0.0 0.0 H₂S04 0.0 0.0 0.0 34.6 0.0 H20 2 497.9 517.4 493.0 6.7 24.4 H20 14516.4 14516.4 14371.2 966.7 46.2 502 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 NO 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 N02 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 CO2 0.9 0.9 0.9 0.0 0.0 O₂ 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 N₂ 0.1 0.1 0.0 0.0 0.0 Totaal 19543.3 19521.7 19347.9 1008.0 70.6 [mol/sj Enthalpie -363.0 -367.7 -359.4 -13.93 -1.8 [MW] 5troomnummer 36 37 38 39 40 Component M M M M M

[mol/sj [mol/s] [mol/sj [mol/s] [mol/s]

HN0₃ 4486.8 4486.8 3.7 0.0 4.1 H2S04 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 H₂0 ₂ 517.4 593.6 0.0 0.0 0.0 H20 14516.4 14470.2 1.4 0.0 99.5 50₂ 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 NO 0.0 0.0 1.5 0.1 0.0 N0₂ 0.0 0.0 0.2 0.0 0.0 CO2 0.9 0.9 2799.9 140.0 0.0 O2 0.0 0.0 979.0 48.9 0.0 N2 0.0 0.0 16378.9 818.9 0.0 Totaal 19521.7 19451.1 20164.6 1007.9 103.6 [mol/s] Enthalpie -363.3 -361.5 425.82 21.3 -2.1 [MW]

Fabrieksvoorontwerp 2961 DeSNOx met H202

Stroomnummer 41 42 43 44 45

Component M M M M M

[mol/s] [mol/s] [mol/s] [mol/s] [mol/s]

HN0₃ 0.0 0.0 0.0 4084.5 0.0 H2S04 0.0 34.5 0.0 0.0 0.0 H20 2 6.7 0.0 0.0 0.0 0.0 H20 964.5 2.3 0.3 9947.6 0.3 S02 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 NO 0.0 0.0 1.5 0.0 1.5 N0 2 0.0 0.0 0.3 0.0 0.2 ' J CO 2 0.0 0.0 2799.9 0.6 2659.9 O2 0.0 0.0 978.9 0.0 930.0 N2 0.0 0.0 16378.9 0.0 15560.0 Totaal 971.2 36.8 20159.8 10356.8 19151.9 [mol/s] Enthalpie 26.25 -0.5 425.7 -214.2 404.4 [MW] Stroomnummer 46 47 48 Component M M M

[mol/s] [mol/s] [mol/s]

HN03 404.4 404.7 0.0 H2S04 0.0 0.0 0.0 H20 2 0.0 0.0 0.0 H20 9848.1 9946.6 98.7 S02 0.0 0.0 0.0 NO 0.0 0.0 0.0 N0 2 0.0 0.0 0.0 CO 2 0.6 0.6 0.0 O2 0.0 0.0 0.0 N2 0.0 0.0 0.0 Totaal 10253.2 10351.9 98.7 [mol/s] Enthalpie -212.0 -214.2 -2.2 [MW]

'-.../

Fabrieksvoorontwerp 2961 DeSNOx met H202

Bijlage B. Berekening condensor H12 & V13.

Calcu lat ion of heatexcllanger dil'l1ens ions and pressure drop

Case H12

a

U13; process liquid = shell side, coolant = tube side

7 2.131B

Total heat duty (kJ/s) HDT .

-3GBB

NUMber of HTXHs NHTXH

.-

3

HDT

Heat duty 1 HTXR (kJ/s) HD

.-NHTXR

Te/llperature shell in (' C) Tsi

.-

244.4

TeMperature shell out (' C) Tso

.-

3B

Te/llperature tube in (' C) Tti

.-

2B

Te/llperature tube out (' C) Tto

.

-

3B

Estimation of U HJ/m2' C) U

.-

1BB Tube dimensions do

.-

2S di

.-

do

-Lt

.-

48B8 TUBE SIDE Heat capacity (kJ/kgl<) Cpt

_·

_- 1.18 Dcnsity (kg/1Il3) pt

_·

_- 994 -4 Uiscosity (N.IIl/s)

vt

·

- 9·18

TJlermal cond. (W/IIl.I<) kft

·

- B.G8

HD

Mass flow (kg/s) Ft .

-Cpt· Irti

-Logarithlllic l'l1ean temperature: DTim

.-Tsi - Tso Tto - Tti

H .- S

.-Tto - Tti 15i - Tt i

Z Tto I 3 HDT

=

5.917·1B 3 HD = 1.97218 SHELL SIDE Cps

.-

B.67 ps

·

- B.9B

-s

vs

.-

2.2·1B kfs

_·

_- B.832 115961 Fs ·

-368B·NHTXH

(Tsi - Tto) - (Tso - Ttl)

In [TSi - TtO]

DIlrrl

=

66.683 Cft

=

B.816

Prouisional area (rrlZ)

Shell-side area of tube

NUrrlber of tubes Number of passes DeSNOx met H202 DIII'I

=

56.4 -6

Ats .-

Lt-do-lS

-n

DIrrI Cft -DIlrrl A .-A 3 HO- Ut DTm'U Nt .-Np .-

a

Ats

-...J

I

I

Fabrieksvoorontwerp 2961 DeSNOx met H202

floor

[:P]

Constants fo~ bundle dia",ete~ calculation

i

.-Db .- do [::] 1 n i (Squa~e pitch) Db

=

1.197 1888

TUBE-SIDE COEFFICIENT

C~oss-sectional area one tube ",2

r·ZMl

2.291 n .-

.-

_2.263 )( 2.617 2.613 Nt = 912.367 2 A't :=

~

.

[dO 18

-3J

Nt Number of tubes per pass

Total flow area

tttp :=

AH . - Nt P . A' t Np

Ft

Mass flow tube side Gt

.-AH Gt

Tube side uelocity (m/s) ut

.-

ut

=

B.848

pt -3 3 pt-ut-di -18 Cpt 18

vt

[ B _8.156

.Z15]

8.158

.-8.8182 8.8331 ",/s Ret .- P~t

.-

Prt

=

6.27 vt ket 4 -3 -3 Ret

₌

2.154·18 j f t := 4.8 18 jht

.-

3.9-18

[ ka

1

B.33 Lt ht .

-

-3 . JIJt -Ret· Prt

=

195.2 do di · Ut 3 Gt = 812.811 vt 8.848 Ft

₌

47.182 ht

₌

4.816·1B

--..,./

.-'

~

1-Fabrieksvoorontwerp 2961 DeSNOx met H202

2 Tube-side pressure drop DPt _{.- Np [. j r t [::] •}

]

pt·ut -5 2.5 . -lB

2 DPt = 8.266

SHELL SIDE COEFFICIENT

Ds .- Db • 4B pt . - 1. 25 -do Cross-flow area ~2 DS := Ds-l.B pt

=

31.25 MM -6 As .- B.2-Ds·BS-1B SheII-side cross-sect. ~ass flow (~g/~2.s)

3 BS = 1. 237 -lB Gs := Fs Shell-side uelocity m/s us .-Gs As us = 35.819 Equiualent diameter mm -3 Gs de'lB Res

.-

Res = ps 3 ps de . _ 1. 27

~/

_ B. 785 . do 2J do '1 25% baff Ie cut: 3.939 lB kfs B.33 jhs .-jfs

.-3.7·1B B.B11 Cps-1B -J.ls hs .- 'jhs-Res'Pr hs 146.277 Pr .

-kfs

Shell-side pressure drop (bar) DPs

=

B.1B8 bar -3 de-1B DPs 2 . _ B jfs _

[DS]

~

t] _ ps - us de

lis

2 Calculation of total heat transfer coefficient:

Fouling dirt coefficients hfs .

-

bBBB hft

.

-

68BO Tube material th.cond. kw

.

- 16

-1 -3

[dO]

do lB -In di do 1 -5 ·lB Uo

.-

[1

1 hs + hfs + + - -- +

do

1

1

Uo = 132.979 Z·kw di hft di ht -3

... ,

,~'

J

Fabrieksvoorontwerp 2961 DeSNOx met H202

Bijlage C. Berekening van zwavelzuur concentrator .

Calculation of heatexchanger di~ensions and pressure drop

Case FLASH 9 process liquid = tube side, hot offgas = tube side

8

1."'I3·1B

Total heat duty CkJ/s) : HDT

.

-3ó9B

Nu~ber of HTXRs NHTXR

.-

"'I

HDT

Heat duty 1 HTXR (kJ/s) HD

.-NHTXR

Telllpera.ture shell in (' C) Tsi

.-

1fi3

Telllperature shell out (' C) Tso

.-

lBB

Te/llperature tube in (' C) _Tti

.-

_-tBB

Te/llperature tube out ('C) _{Tta .- ZBB}

Estlrrlation of U (W/rrl2'C) U

.-

7B Tube dirrlenslons do

.

-

SB di

.-

do Lt

.-

2449 TUBE SIDE Heat capaclty (kJ/kgJ<) Cpt

.-

1.12 Denslty (kg/M3) pt

.-

8.761 -5 Viscosity (N.f11/s) pt

.-

2.9-t·18 Therf11al cond. (W/f11.J<) kft

.-

8.846

Surf ace tension (N/~)

Loga.rithrrlic rnea.n te~perature: DTIJT'l

.-Tsi - Tso Tto - Tti

R .-

s

.-Tto - Tti Tsi - Tt i

~1{1

- S ] R-S Z "'I HDT 3.972·19 HD = 9.931·18 rrllII /11111 f11/11 SHELL SIDE Cps .- 2.8 I's .- 12ó8 -3 .pS • - 1. 5 - 18 kfs .- 9.58 -2 cr := 1.69·18

(Tsi - Tto) - (Tso - Ttl)

In

[TS

i -

TiO]

Tso - Tti 3 Cft DTrTl

.

- Cft-DTIITI 2 - S·

~

+ 1 -

~]

(R - 1) -In 2 -

s

·

~

+ 1 +

~]

DIlrTl

=

182.653 Cft

=

8.933 DTm

=

95.767 3 HD-18 Prouisional area (MZ)

Shell-side area of tube Nurllber of tubes NUlTlber of pa~~ea Ats Np - 1 -6 Lt-do·18 -n A Nt .-DTITI-U A At~

1'--' ,.J I J _..J Fabrieksvoorontwerp 2961 floor

[:P]

Constants for bundIe

i

.-

(Square pitch) 1 n Db ,- do' [ : ] 4.217 Db lB8B TUBE-SIDE COEFFICIENT

Cross-sect lona I area 0l1e tube 1112

DeSNOx met H202 dia",eter calculation

r

Z89

1

2.291 n .-

.

_{- 2.263} 2.617 2.613 3 Nt = 3.865-18 J< A't := TI - -[ do-1B

-3J

4 Nt

~

8' Z15

1

8.15El 8.158

.-8.8182 8.8331 2

Nu~ber of tubes per pass Total flow area

Ntp :;;; Atf .- Ntp-A't

Np

Tube-side ~ass flow

Ft

Mass flow tube side Gt .

-Atr

Tube side uelocity (",/s) ut

-3 pt -ut -di -Hl Cpt-1B Ret .-vt 4 Ret ;;; 4.622·18 Prt .--3 j f t :;;; 1.9 -UI ht . _ [ kC t -3]' jht . Ret . Prt 8 .33 di -18 kft Ft := 214.86 Gt . -.pt 3 -vt Lt do ut

=

37.2B4 Prt 8.716 -3 jht := '1.B-18 = 48.8 Jlt

=

158.683 Gt

=

28.312 ut

=

37.2B1 Ft

=

214.86 Hp

[a

j f t [::] ] pt·ut

Tube-side pressure drop DPt

.-

+ 2.5

-2 DPt

=

8.821 /l\/s 2 -5 ·18

,-I

'. .I'

Fabrieksvoorontwerp 2961 DeSNOx met H202

SHELL SIDE COEFFICIENT

5

Nucleate pool balling: DeltaPws .- 8.118 N/1I'I2

pu := 8.896 kg/1I'I3 DeltaTws := 28 oC 6 DeltaHu := 2.2·18 J/kg hnb := 8.88122· 8.79 kfs 8.45

[cps

·

lB 3J

8.49 'ps B.S 0.29 B.24 0.24 3 hnb 3.87318 cr .

vs

.

(De I taHIJ) . pu q := hnb DeltaTws B.2S qc .- 8.131·DeltaHIJ· [0'9.81. (ps _ PIJ).pu 2 ]

Fouling dirt coefficients hfs

hft

Tube ~aterial th.cond. kw

1 -3

[dO]

do·1B ·ln di do 1

.-.

-

.-·DeltaTws 6888 6888 16 B.24 . (DeltaPws) 'I q

=

6.146·1B 5 qc = 4.382·18 -1 do B.75 Uo

.-

[h:b

+ - - +

...

_ . - -

...

:J

Uo _{= 137.1} hfs 2·kw di hft di

,....; '-~

I

\~, ,'-' 1'-" j

Fabrieksvoorontwerp 2961 DeSNOx met H202

Bijlage D. Berekening van warmtewisselaar H5.

Calculatien ef heatexcllanger diMensiolls and pressure drop

Case HS; hot gas

=

shell side. corrosiue liquid

=

tube side

7

4.39·18

Total heat duty (kJ/s) : HOT

.

-3688

NU/llber of HTXRs NHTXR

.-

B

HDT

Heat duty 1 HIXH (kJ/s) HD

.-ttHTXR

Tel11perature shell in (' C) Ttt

.-

45.6

Telllperature shell out (' C) Tto

.-

198

Telllperature tube in (' C) Tsi

.-

3i2.B

Telllperature tube out (' C) Tso

.

- 299.2

Est lrrlatlon of U (W/ITIZ'C) U

.-

3B

Tube dlMensions do .- SB di

.-

do Lt

.-

2118 TUBE SIDE Heat capacity (kJ/kgJ<) Cpt

_·

_- 3.66b Density (kg/1II3) pt ·

-

996.95 -4 Uiscosity (N.III/s) )Jt

.-

4.1318

TherMai cond. (W/III.J<) kft

_·

- 8.596

83888

Ft

_·

-NHTXR·3688

Logarithmic mean temperature: DTIM

lsi - Tso Tto - Ttt

R .- S

.-Tto - Tti Tsi - Tti

Z 4 HDT 1.219·18 oC oC oC oC W/M.J< M/II MI!! MI11 3 HD = 1.524 ·18 TUBE-SIDE Cps 1.112 ps .

-

8.755 -5 Jls

.-

2.88·18 kfs

.

- 8.8417 662995 Fs

.-NHTXR·36BB

(Tsi - Tto) - (Tso - Tti)

In

[IS

i - TtO]

~, 1"-' DeSNOx met H202 DTm . - Cft· DTlI'1l DT 111\ = 198.9ó2 Cft = 8.973 DTm = 193.499 3 HD·18 Prouisional area (m2 ) A

.--ó DrlYl'U

Shell-side area of tube Ats , - Lt·do·lB _'IT

A

ttumber of tubes

Ht

,

-Humber of pa~~e~

Hp

:= 8 Ats:

i . - floor

[:P]

Constants for bundie dianeter calculation (Square pitch) 1 n Db .- do [ : ] TUBE-SIDE COEFFICIENT 3 Db

=

2.118 ·19

Cross-sectional area one tube ~2

Number of tubes per pass

Total flow area Atf

Mass flow tube side

[ 2.297] 2.291 n := 2.263 2.617 2.643 K . -

[!:~i~]

B.BiB2 B.B331 Nt 6BS .113 2

A'

t :

=

TI

[dO lB -3]

Ntp :== NtpA't Nt Np 1 Ft Gt . -Atf

Fabrieksvoorontwerp 2961 DeSNOx met H202

Tube side uelocity (rvs) ut

-3 pt ut· di ·18 Cpt'18 Ret

.-vt 3 Ret

=

2.813·18 Prt

.

--3 jft := 5.2·18 ht . - [ kft

-3]

'

jht. Ret Prt 8

.33

di ·18 kft Gt

.-pt 3 ·vt Lt di Prt ;;; 2.51 -3 jht := 3.B·18 ;;; 58.833 ht

=

129.199 Gt

=

17.321 ut

=

8.017 Ft = 2.913

Tube-side pressure drop -5

DPt

=

5.555·18

SHELL SIDE COEFFICIENT

DPt Ds .- Db .. 18 BS := Ds·l.8 3 BS

=

2.188·18 pt .

-

1.25· do pt = 62.5 1'11'" -(] Cross-flow area 1112 ÁS

.-

B.ZDs BS lB

Shell-side cross-sect. lIIass flow (kg/I11Z .s)

Gs

Shell-side uelocity I11/S us

.-ps Equiualent diameter mlll de

.

- 1.27. ~t Z - B.785.dO Z ] do -3 Gs de 18 1 15% baff Ie cut: Fs Gs

.-As -5 ·18 -3

Res

.-

Res i.123 18 jhs

.-

1.85 ·18

).Is -2 jfs

.-

1.918 3 Cps·1B ·).JS kfs B.33 Pr .- hs .- - - _. jhs· Res· Pr kfs -3 de'lB Shell-side pressure drop (bar)

DPs := 8' jfs'

DPs

=

8.B29

Calculation of total heat transfer coefficient: Fouling dirt eoeffieients

Tube P'later ia I UI. eond .

-3

[dO]

do lB ·In di

[~

.

1 Uo

.

-hfs . - 68B8 11ft . - 6BBB kw .- 16 do 1

_do

1

1

... - . -

...

-1 hs 35.116 2 [ DS] . [L

t]

.

ps . us de OS 2 bar Uo 27.868 -5 lB