De recircualtiesectie

deel

"-1.

RAPPORT Nr:

G-Opdracht T-Gedeelte

DE RECIRCULATIESEKTIE

F.de Grunt

A. M. Schootstra Mei 1979

TECHNISCHE HOGESCHOOL DELFT

AFDELING DER WERKTUIGBOUWKUNDE

LABORATORIUM APPARATENBOUW PROCESINDUSTRIE

247-, \ , i I , I' I \ I I I I I I

..

. I

~

N

~

...

,

'~

'

~

~~

v

'

, I , ~ . ~ ~' ~

....

_...

"

~

~

"

\

~

~

~ fo.) -

..

~ -

-~~

0

~

p ~ .

::!,

_~

~ ka elli)f:;i;~e,..

... r--

---

~

..

-

...

..

~ ~-

..

~'_

...

~~

...

,

-

..•

'"

····C--~

t

~ ~

•

, '

TECHNISCHE HOGESCHOOL DELFT

lab appparatenbouw procesindustrie lab chemische technologie

DE RECIRCULATIESEKTIE

G-opdracht

Fabrieksvoorontwerp mei 1979

begeleiders:

ir W.J.B. van den Bergh dr S.J. Jancic ir L.J. Kuijvenhoven drs F.A. Meyer studenten: F. de Grunt A.M. Schootstra

·

.

Samenva tt ing

Dit verslag bevat het f,ysisch ontwerp van de recirculatiesectie voor monofluortriohloormethaan en onomgezet tetrachloorkoolstof in een fabriek voor de produktie van fluorchloorkoolstof verbin-dingen. Het fabrieksvoorontwerp van D.Rekers en A.Steenks diende als basis voor dit ontwerp. In hun verslag beschrijven zij de recirculatiesectie in combinatie met de reactor als onderdeel van de fabriek.

In ons ontwerp is het door hun voorgestelde flashvat vervallen. Voor de fysisohe berekening en de dimensionering van de

destil-latiekolom zijn ideale K-waarden gebruikt, en K-waarden, welke

bepaald zijn met een computerprogramma voor vloeistof-damp even-wichten.

-1-I ' .

Conclusies

Het voorgestelde flashvat is niet rendabel en komt daarom niét voor in het eindontwerp van de recirculatiesectie.

- Het mengsel van stoffen gedraagt zich waarschijnlijk idealer dan het Chao en Seader programma doet voorkomen. Behalve voor R13 liggen de verschillen echter nog binnen redelijke grenzen.

- De grafische- en computerberekeningen ter bepaling van de kolom-condities geven eensluidende resultaten.

Het uiteindelijke kolomontwerp is gebaseerd op ideale K-waarden. Deze kolom bevat 17 schotels en heeft een topdiameter van 1,20 m en een bodemdiameter van 0,75 m.

- Het lukt net om de condensor te koelen met bronwater. Verhoging van de druk is niet mogelijk aangezien de bodemtemperatuur dan te hoog wordt.

Het energieverbruik is ontoelaatbaar hoog. Optimalisering van de reactor in combinatie met de recirculatiesectie is nodig, met inachtneming van de R13-produktie.

-2-1. Inhoudsopgave Samenvatting Conclusies 1. Inhoudsopgave 2. Inleiding 2.1. Algemeen 2.2. Scheidingsscherpte 2.3. Uitgangspunten

3.

Flashvat berekening

4.

Kolomberekening

4.1. Bepaling van het aantal theoretische schotels en van de refluxverhouding

4.1.1. Grafische methode

4.1.2. Schotel tot schotel methode 4.2. Dimensionering van de kolom

4.3.

Bepaling van de oondensor- en reboilertemperatuur

5.

Overzicht resultaten

6.

Literatuuropgave Appendices pagina 1 2

3

4

4

7

8

9 12 12 12 12 18 22

25

30

A. Constructie van het MacCabe-Thiele diagram 32

B. De Chao en Seader procedure 40

C. Whendi

45

D. Berekeningsvoorbeeld voor de dimensionering 68

van een destillatiekolom

E. Berekening van de oondensortemperatuur bij 80

ideale K-waarden

Berekening van de condensortemperatuur met 81

de Chao en Seader procedure

Symbolenlijst 82

-3-2. Inleiding

2., t • Algemeen

Dit verslag bevat het fysisch ontwerp van de reoirculatietrap voor onomgezet tetra in een fabriek voor de produktie van

fluorohloorkoolstof-verbindingen. Het fabrieksvoorontwerp van D.Rekers en A.Steenks (10) diende als basis voor dit ontwerp. In hun verslag beschrijven zij de produktie van monofluortri-chloormethaan ( CCl

3F , Ri1 ) en dichloordifluormethaan ( CCl_{2F2 ' Ri2 ) uitgaande van tetrachloorkoolstof ( CCl}

4 ' RiO)

en waterstoffluoride ( HF ) • Zij komen tot een multibed reactor met splitfeed van RiO en recirculatie van onomgezet RiO. Aangezien er aan het eind van de reactor een overmaat RiO is om de

con-centratie van HF laag te houden. Het proces in de reactor vindt plaats in de gasfase bij temperaturen van ca. 200 oe. De kata-lysator is aluminiumfluoride , uitgevoerd als een vast bed. In de recirculatiesectie vindt de soheiding plaats tussen het pro-dukt : Ri1 + Ri2 en het reoiroulaat : RiO + R11 • R12 mag niet recirculeren aangezien dit een verhoging van de produktie van R13 zou betekenen, wat zeer ongewenst is. Ri3 staat voor: monochloortrifluormethaan ( CCIF

3 ) • Als werkdruk in de

reao-tor is

5

bar gekozen om de toptemperatuur in de recirculatie-kolom hoog te houden , zodat koeling met water mogelijk is.

Voor het flowschema van de reactor met de recirculatie-sectie zie de figuren 1 en 2 • Rekers en S~enks stellen voor om de recirculatiesectie uit te voeren met een flashvat en een destillatiekolom. Voor de berekening van de prooesstromen hebben zij een computerprogramma ontworpen. Eén van de invoervariabelen is de maximale temperatuurstijging over de katalysatorbedden. Het programma rekent dan de stabiele situatie uit waarbij de opgegeven produktspecificatie gehaald wordt. Voor onze bereke-ningen hebben we de temperatuur bij de ingang van ieder bed gesteld op 190°C. Als maximale temperatuurstijging over elk

o

bed is 20 C gekozen. Het is heel goed mogelijk dat andere waarden een beter ontwerp leveren. De berekende processtromen zijn ook weergegeven in de figuren 1 en 2 • Beide

-4-Uit de reactor : 2,65 R10 26,50 R11 6,21 R12 0,12 RB 16,44

HCL

°1

16 HF 52,08 . totaal Voeding reactor : 10,00 R10 R10 16,45 HF

--

_---

-- --

-

-

-5-Product : 3,66 R11 6,21 R12 0,12 R13 0,02

mr

~~:4~

=

HCL

totaal Recirculaat : 2,65 R10 22,84 R11 0,14 HF 25,63

=

totaal fig. 1

Reactor met recirculatie, 37 mol% R11 stromen in molen per seconde

Uit de reaotor s 4,02 R10 18,16 R11 2,68 R12 0,03 R13 12,62

HCL

6,11

HF tot. : 37,62 -..

--

-

- - -

_{_}

_.

_-Voeding reactor : 10,00 R10 12,54 HF R10

-6-Product 7,17 R11 2,68 R12 0,03 R13 0,04 HF ·12.,62

HCL

22,54

=

totaal Recirculaat : 4,02 R10 10,99 R11 0,07 HF

-15,08

=

totaal fig. 2

Reactor met recirculatie, 72 mol% R11

woordigen de uitersten van de vereiste produktsamenstellingen.

De reoirculatie zorgt voor een lagere reactortemperatuur en een

lagere produktie van R13 , maar kost wel veel energie!

Het gevormde Hel is dankzij zijn veel hogere dampspanning

als inert te beschouwen. Dat wil zeggen dat voor evenwichtbe-rekeningen gesteld kan worden dat Hel niet oondenseert. Als

systeemdruk voor de freonen moet een lagere druk in rekening

worden gebracht dan de totaaldruk van 5 bar. De molfractie van Hel in de totale dampstroom maal 5 bar is de partiaalspanning

van Hel die van de totaáldnuk moet worden afgetrokken t

Eerst wordt de werking van het flashvat onderzocht ,

daarna de kolom. TIimensionering van de beide componenten volgt daarna. De eisen die aan de soheiding worden gesteld zijn te

vinden in 2.2 • In 2.3 zijn een aantal voorwaarden vermeld die

door AKZO zijn opgesteld. Het ontwerp van Rekers en Steenks is

de basis voor dit ontwerp, dat betekent dat de wenselijkheid van de recirculatieseotie in het totaalontwerp van de fabriek wordt aangenomen.

2.2. Scheidingsscherpte

De gewenste zuiverheid die bij de scheiding gehaald moet worden

is als volgt te berekenen De produkt en R11 en R12 moeten

voor 99,95

%

zuiver zijn. Bij de laatste destillatiekolom in

de fabriek is de scheiding nooit ideaal, er zal dus R12 in R11 blijven zitten. In de recirculatiesectie gaat er ook R10 mee met het produkt. Deze R10 zal voor het grootste deel in de R11 terecht komen. We stellen nu dat van de 0,05 % veront-reinigingen die in R11 zitten de helft R10 is en de andere helft R12. Het maximale gehalte aan R10 dat over de top van de

reoir-oulatiekolom mag gaan is dus: 0,025

%

ten opzichte van R11 •

Bij een produktsamenstelling van 72 mol% wordt dit

0,025 x 7,17

=

0,008

%

t.o.v. de totale produkt stroom.

22,54

-7-Dat is 0,025 x 7,17 = 0,018 % t.o.v. de freonenstroom. 9,88

In het geval van 37 mol% wordt dit : 0,025 x 3,66 = 0,0035 % R10

26,45

t.o.v. de produktstroom. Dat is 0,025 x 3,66

=

0,009 % R10 t.o.v.

9,99

de freonenstroom. Ook stellen we een maximum gehalte aan R12 in

de reciroulaatstroom , dit in verband met de ongewenste

produk-tie van R13. Een scheiding voor R12 met 99,95

%

over de top en

0,05 % in de recirculaatstroom levert voor een produkt

samenstel-ling van 72 mol% : 0,05 x 2,68

=

0,009 % R12 t.o.v. de totale

15,°8

reoirculaatstroom.-Voor het geval van 31 mol% :

0,05 x 6,21 = 0,012 % R12 t.o.v~ de totale reciroulaatstroom.

25,63 !

Voor het verdere ontwerp is 0,015 % R12 àangehouden.

Uitgangspunten

Van de uitgangspunten, opgesteld door AKZO, zijn de volgende voor d.e:ze sectie van belang:

I

- Capaciteit 40.000 ton per jaar R11 + R12 , bij 8.000

produk-tieuren per jaar. Dit moet gehalveerd kunnen worden.

- Produkt en minimaal 40 gew.% R11 ( 37 mol% ) en

maximaal 15 gew.% R11 ( 12 mol% ). - Produktspecificatie : R11 en R12 minimaal 99,95 %

maximaal 10 ppm H

20.

- Grondstoffen tetra- minimaal 99,9 % , max. 20 ppm H₂0.

- Overige

HF --- max. 500 ppm H

20 , max. 100 ppm H2S04

max. 1 ppm S02 ' max. 1 ppm H2SiF6 • -tijdens de destillatie mag de bodemtemperatuur

niet hoger zijn dan 1000C •

-de produktie van R13 moet minimaal zijn.

-er is een koelwatervoorziening, er is bronwater

beschikbaar van 11

°c

max. 100 m3fuur.

-Optimalisering van de energie- en waterverbruiken.

3. Flashvat berekening

Een overzicht van de dampspanningen van de diverse oomponenten leert dat de volgorde van de vluohtigheden als volgt is

( beginnende met de minst vluchtige component) H

20 , R10 , R11 , HF , R12 , R13 , HOI. Er is al gesteld dat het HCI als

inert beschouwd kan worden. Het H₂0 is afkomstig uit de beide

grondstoffen. Door de lage dampspanning blijft dit water oir-ouleren en moet dus worden afgetapt in een fasesoheider. In het water lost ook een aantal andere verontreinigingen op.

Het flashvat is één evenwiohtstrap , met de bedoeling

om R10 alvast af te scheiden , zodat de kolom minder belast

I

wordt. De ligging van het vloeistof-damp evenwicht van het ingaande mengsel is te bepalen met de Chao en Seader procedure ( appendix B ) • Dit computer programma maakt een

flashbereke-ning van een gespecificeerd mengsel bij een gegeven temperatuur

en druk. Als antwoord geeft deze prooedure de ligging van het

evenwicht ( vapor-ratio ) en de samenstellingen van de vloei-stof en damp.

Voor de berekening van het flashvat weten wij de voeding

en de druk. Ook hebben we een maximum gehalte aan R12 gesteld

dat in de reoirculaatstroom mag zitten. ( 0,015 % t.o.v. de recirc. stroom) Wij voeren deze flashberekening uit bij ver-schillende temperaturen en zoeken naar de laagste temperatuur , waarbij nog net aan de voorwaarde van R12 wordt voldaan. De grootte van de vapor-ratio geeft dan aan of het flashvat enig

nut heeft. We stellen dat de kolom en het flashvat beide

even-veel R12 mogen reoirculeren. Het flashvat mag dus 0,0075 % R12

t.o.v. de tot.recycle-stroom door-laten, dat is 0,025

%

t.o.v.

R12. De hieronder vermelde invoer is gebruikt voor de berekening-en • Voor 37 mol% R11 :

De voeding bestaat uit: R10

_X:r=~

_{= 0,075}

35,4 R11 X f = 261

2

0,747 35,48 R12 X f 6

z

21 = 0,175 35,48

-9-en

Rt3

Y(HCI + HF) = 16,44 + 0,16 = 0,319 52,08

R12 in de vloeistoffase mag maximaal Voor 72 mol% R11 krijgen we :

voeding: R10= 0,162 , R11= 0,730 Y(HCI + HF)

=

12,62 + 0,11 = 0,338 37,62 0,12 = 0,003 35,48 p = ( 1-0,319).5= 3,4 bar s 0,0075 % zijn. , R12= 0,108 , R13= 0,001 p = ( 1-0,338).5= 3,3 bar _s

De uitkomsten van de flashberekening zijn weergegeven in tabel 1. y'aarin' staat aangegeven:

- druk (bar) t empera uur t (Oe)

v.r. = vapor-ratio v.r.=1 : alles gas v.r.=O vapor-ratio = molen gas

tot. molen

alles vloei-baar. -per component de molfraotie in het gas en de molfraotie in

de vloeistof.

-het percentage van een component dat aanwezig is in de vloei-stoffase ten opzichte van de totale aanwezige hoeveelheid van die component.

Voor R12 wilden we een verdeling van 99,975 % R12 in de damp-fase en maximaal 0,025 % in de vloeistofdamp-fase. (t.o.v~ R12) Bij een produktsamenstelling van 37 mol% R11 en een temperatuur van 67

oe

zien we dat er 0,58 % van alle R12 in de vloeistof aanwezig is. Deze hoeveelheid is zelfs te veel , terwijl de vapor-ratio al bijna 1 is , namelijk 0,966. Dat wil zeggen dat

er maar erg weinig R10 gecondenseerd wordt (12 %). Het flash-vat ontlast de kolom maar erg weinig. Eén evenwichtstrap is niet voldoende voor een goede scheiding die we eisen. Het is economisch gezien antunstig om een flashvat te gebruiken ter ontlasting van de kol~.

In het vervolg van ons ontwerp van de recirculatieseotie richten wij ons op het ontwerp van de destillatiekolom en laten we het flashvat weg.

-10-,

R10

R11

R12

R13

T P

v.r.

_y X Y X Y X Y

x

%

R10 % R11 % R12 % R13

oe

hR.,.

37mel% R11 :

r r

-67

3,!f~

0,966 0,069 0,261

.

O~

748 0,709 0,180 0,030

0,003

0,000002 11,8

3,2 0,58 0,0023

65 3,4 0,883 0,056 0,222 0,747 0,744 0,194 0,034 0,003 0,000002 34,6 11,6 2,3

-60 3,4 0,626 0,032 0,146 0,713 0,803 0,249 0,050 0,005 0,000003 72,8 40,2 10,7

-I -" -"

55 3,4 0,387 0,021 0,109 0,639 0,816 0,332 0,076 0,008 0,000006 89,1 66,9 26,6

-I

50 3,4 0,218 0,016 0,092 0,552 0,801 0,419 0,107 0,014 0,000011 95,9 83,8 47,8

-72 mol% R11

I

75

3,3 0,912 0,137 0,419 0,746 0,565 0,117 0,016 0,Q91,

0,0

22,8

6,8 1,3

-72 3,3 0,796 0,110 0,363 0,759 0,618 0,131 0,019 0,001 0,000001 45,7 17,3 3,6

",02

70 3,3 0,109 0,094 0,326 0,162 0,652 0,143 0,022 0,001 0,000001 58,6 26,0 5,9

-67 3,3 0,566 0,074 0,276 0,756 0,696 0,170 0,028 0,002 0,000001 73,9 41,4 11,3

-65 3,3 0,467 0,064 0,248 0,743 0,719 0,193 0,033 0,002 0,000001 81,6 52,5 16,3 0,53

Tabel 1 , tlashberekening

4.

Kolomberekening

4.1. Bepaling van het aantal theoretische schotels en van de re~luxverhouding

4.1.1. Gra~ische methode

Als eerste oriëntatie is een gra~ische kolomberekening uitg~voerd met behulp van de Mc .. Cabe-Thiele methode. Daarhij is uitgegaan van de sleutel componenten R₁₁ en R₁₂ ' waarbij de

idealiteit bepaald werden volgens:

KT

= Pi,T

P s

K-waarden uit de

•

P is hierbij

s

P

t (5 bar) minus de partiële HCI-spannine omdat

HCI als iner·t bes chouwd wordt. Als re fluxverhouding is 1.

5x

R .

. mm.

gehanteerd. Omdat R

10 slechts in geringe mate in het topprodukt mag voorkomen is eveneens een derg~lijke gra~ische methode toe-gepast voor de top van de kolom met een R

10-R11 scheiding. Ook hier l<lerden ideale K-waarden gebruikt.

De result.aten van de eerste schetsen zijn als startwaardes voor het computerprogramma "Whendi" gebruikt. Naderhand zijn uitgaande van de resultaten van "Whendi" noglllaals enkele diagrammen als controle getekend • . Daarbij is dezelfde refluxverhouding als die in "Whendi" aangehouden. Hier is van ideale en C&S K-waarden gebruik gemaakt en wel voor 5 bar· in de bodem en voor 3.9 bar in de tQTJ.

In bijlage A wordt de Me. Cabe-Thie'le methode nader beschreven en geven de figuren

6

t/m 10 de diverse genoemde diagrammen weer. Daaruit blijkt dat,voor C&S K-waarden en R

=

2.5 , er vijf top-en vijf bodemschotels nodig zijn. Bij ideale K-waardtop-en top-en R =1.5 bedraagt dit aantal respectievelijk vijf en acht. Aan he t einde

van paragraa~ 4.1.2. wordt de relatie van deze grafische methode

met de computerberekeningen behandeld.

4.1.2. Schotel tot schotel methode

pgemeen

Om een nauwkeuriger berekening voor het aantal theoretisohe schotels

-12-te verkrijgen is vervolg-ens gebruik gemaakt van het mul ticomponent

des tillatie programma "Whendi 11'. Uitgaande van een bekende voeding

en gewenste hoeveelheden destillaat en bodemprodukt berekent dit programma voor een opgegeven aantal theoretische schotels (N

th)

en refluxverhouding (R) de top-en bodemsamenstellingen. Bovendien

worden de temperaturen op alle schotels en de benodigde hoeveel-heden warmte die condensor en reboiler moeten verwerken berekend. Door variatie van N

th , R en eventueel de voedingsschotel (Vs )

kan de meest optimale kolom bepaald worden.

Zoals in dit gehele verslag, zijn de berekeningen voor de twee

ui terste produktsamens teIl ingen (31% R

11 en 12% R11 ) uitgevoerd.

In bijlage C. wordt het programma gedetailleerder beschreven en

zijn de gebruikte invoergegevens vermeld.!

Het aanwezige HCI-gas is in principe als inert beschouwd. Deze aanname is te rechtvaardigen omdat HCJ,ideaal gezien, de hoogste dampspanning van de aanwezige stoffen vertoont. Bovendien zal het door de afwijkende chemische structuur t.o.v. de freonen extra

vanui t de vloeistoffase de damIlfase in gedreven worden. Om een

zo correct mog-elijke warmtebalans te verkrijgen is het echter wel

in de "Whendi ":"'procedure ingevoerd. Om er voor te zorgen dat het

zich inert gedraagt, werd er een hoge K-waarde aan toegekend.

De werkelijke K-waarden voor een HCI-freonen-systeem waren niet te vinden. De Chao en Seader methode is voor stoffen als HCI helemaal

niet te gebruiken, terwijl idealeK-waarden vrij zinloos zijn

omdat HCI zich voornamelijk boven zijn kritische temperatuur bevindt. Voor HF is dit laatste wel gedaan, waarbij eventuele afwijkingen,

gezien de zeer geringe hoeveelheid , niet zo belangrijk z~jn.

Het inerte karakter van HCI en het feit dat de K-waarden van de

freonen m.b.v. de C

&

S methode zonder HCI en HF berekend moeten

worden, betekent dat de werkdruk van het systeem verminderd moet

worden met de partiële HCI-spanning. Daarbij is aangenomen dat de

wet van Dal ton geldig is.

Mogelijkerwijs liggen de werkelijke K-waarden iets dichter bij de

ideale dan uit de C&S-berekening valt te concluderen. Enkele

publicaties zouden daar een aanwijzing voor kunnen zijn ( 9 en 18 ).

-13-Di t zou het gevolg kunnen zijn van de te grote polari tei t van de freonen waardoor de C&S-methode afwijkingen gaat vertonen. Zekerheid hieromtrent is echter pas te krijgen als meer geavan-ceerde evenwichtsrekenprogramma's operationeel zullen zijn. Om na te gaan hoe groot het effect van andere K-waarden op het uiteindelijke kolomontwerp zou zijn, is eveneens een berekening met "Whendi 11' ui tgevoerd met gebruikmaking van ideale K-waarden.

Daarbij zijn uitsluitend die twee gevallen bekeken waar de speci-ficaties het eerst overschreden worden. Dit zijn de topsectie van de kolom bij 72% R₁₁ en de bodemsectie bij 37% R₁₁ • HCI is op dezelfde manier behandeld als bij de eerder beschreven serie berekeningen.

Wanneer de defenitieve K-waarden bekend zijn,kan men uit deze twee series berekeningen vrij eenvoudig schatten hoe de kolom gedimensioneerd moet worden door tussen de twee uitersten in te gaan zitten.

Zuive~heidscriteria

Zoals reeds eerder gesteld mag het percentage R

10 t.o.v. de

andere freonen in het topprodukt respectievelijk 0.009% (bij 37% R₁₁ )

en 0.018% (bij 72% R₁₁) bedragen.

Als zuiverheidseis voor het bodemprodukt is 0.015% genomen. Dit percentage zou eventueel iets hoger gekozen kunnen worden. Daar er echter slechts betrekkelijk weinig schotels voor deze scheiding nodig zijn, is hier gekozen voor de situatie waarbij vrijwel geen extra R13 gevormd kan worden uit de R

12 in de recycle-stroom naar de reactor.

Resultaten

In de tabellen 2 en 3 zijn respectievelijk de resultaten weerge-geven van de berekeningen met C&S en met ideale K-waarden.

Telkens zijn voor een bepaalde combinatie van refluxverhouding, aantal theoretische schotels en de plaats van de voedingsschotel , de uitkomsten voor top- en bodemsectie vermeld.

Men moet bij het interpreteren van de tabellen steeds bedenken

dat de partiële reboiler en condensor als evenwichtstrap zijn _,

meegeteld, zodat het aantal theoretische schotels in de kolom

dus twee minder is dan de hier vermelde aantallen.

Bij de berekeningen met C&S bleek bij 37% R₁₁ de

refluxverhou-ding niet lager dan 2.5 te kunnen. Bij kleinere waarden bevindt

zich op de lagere schotels te weinig vloeistof om een stabiele toestand te kunnen uitrekenen. Bij twaalf schotels is dit zelfs

nog hoger, n.l. 4.2 • In het ideale geval is wel een lagere R

mogelijk. Dit wordt waarschijnlijk veroorzaakt door de lagere

K-waarden van R

10 en R11 •

Tabel 2. Berekeningsresultatenivan "Whendi"· met

Chao en Seader K-waarden.

-15-nr.

2

3

4

5

6

7

8

9

10

11

12

13

Tabel

3.

Berekeningsresultaten van "Whendi 11' me t

ideale K-waarden.

% ReP

_{pro likt} in Nth V s

R

% R10

_top in

% R12

_bodem in

IJ

w cO!ld.

IJ

w reboil.

KW KW

37

10

6

2.5

0.020

+

1860

1183

72

10

6

2.0

0.001

1175

+

800

37

10

₅

2.5

0.007

+

1860

1183

72

10

5

2.0

0.005

1175

+

800

37

11

6

2.5

0.006

+

1860

1183

37

11

6

2.0

0.015

.:t

1245

819

37

11

6

1.5

0.068

I i +

1100

456

72

11

6

2.0

0.001

1175

_-

+

800

72

11

6

1.5

0.002

883

.:t

445

37

12

6

2.0

0.005

.:t

1245

819

37

12

6

1.5

0.033

+

1100

456

37

13

6

1.5

0.015

+

1100

456

72

13

6

1.5

0.002

883

+

₄₄₅

-Bespreking van de resultaten

De combinatie die zowel voor

37%

als voor

72%

R

11

aan de

zuiverheidseisen voldoet bljjkt volgens tabel 2 uit de nummers

8 en 9 te bestaan. Dit betekent dus een kolom met tien

theo-retisohe schotels inclusief condensor en reboiler. De

reflux-verhouding ligt tussen de twee

(37%

R₁₁) en de twee-en-half

(72%

R

11 )

in. Een groot probleem bij dit ontwerp is echter de ontzettend grote warmtestromen in condensor en reboiler.

Bij gebruikmaking van de ideale K-waarden blijkt uit tabel 3 dat bij gelijke N

th, Vs en R de topsamenstelling beter en de

bodemsamenstelling slechter wordt. Door verplaatsing van de voedingsschotel kunnen de specificaties wel gehaald worden.

Bovendien blijkt dat bij ideale K-waarden lagere

-16-dingen mogelijk zijn. Om aan de gestelde zuiverheidscriteria te

kunnen voldoen moet dan wel het aantal schotels verhoogd worden.

Een kolom met dertien schotels inclusief reboiler en condensor en met een refluxverhouding van anderhalf is bijvoorbeeld mogelijk. Wanneer deze resultaten van "Whendi'" vergeleken worden met die van de Mc-Cabe-Thiele methode uit paragraaf 4.1.1 dan blijken de

aantallen. benodigde schotels die met beide methoden gevonden

worden redelijk overeen te stemmen. Voor de top moeten dan wel

R₁₀ en R₁₁ en voor de bodem R

11 en R12 als sleutel componenten

worden beschouwd.

Wordt de minimumrefluxverhouding bekeken dan blijkt dat de XY

-diagrammen van R₁₁-R

12 voor ideale en C&S:, K-waarden beide + 3 zijn.

Een reflux van 3 zonder HCI komt overeen met R =1.2 met HCI. De met "Whendi";"'ideaal gevonden reflux van 1.5 stemt daar goed

mee overeen. De veel grotere waarde van "Whendi";...C&S wijkt echter

sterk af ,deze is n.l. 2.5 wat overeenkomt met R =

6.5

zonder HCI.

Of deze refluxverhouding werkelijk niet lager kan,wordt gezien het bovenstaande enigszins twijfelachtig.

Mogelijk is het vloeistof tekort, waardoor het rekenprogramma bij lagere reflux afbreekt, mede een gevolg van de rekenprocedure. Tijdens de twee iteratieve cycli in deze procedure kan door een

nog onjuiste temperatuur-benadering het vloeistof-damp evenwicht

zoveel afwijken dat er vrijwel geen vloeistof meer aanwezig is. Vreemd blijft dan echter wel dat ook bij gewijzigde

voedingstempera-tuur en andere startwaardes het programma nog steeds niet wilde

werken.

Gezien bovenstaande redenering is het waarschijnlijk mogelijk om de

refluxverhouding tot ~ 1.5 te kunnen beperken, waardoor de

warmte-stromen dan ook iets minder groot worden. Ook in dat geval moet

de condensor echter nog ruim één megawatt afvoeren.

Ook de dimensionering van de uiteindelijke kolom is sterk afhankelijk van de refluxverhouding. In de volgende paragraaf zijn een aantal alternatieven bekeken.

-17-"

, ,

4.2 Dimensionering van de kolom

Uitgaande van de resultaten uit paragraaf 4.1 zijn de vereiste dimensies van de destillatiekolom berekend.

Een aantal alternatieve mogelijkheden die in tabel twee en drie staan vermeld zijn daartoe doorgerekend. De belangrijkste gegevens van die uitgekozen gevallen zijn in tabel vier weergegeven.

omschrijving 37% R_{11 -toP} 37%

R

11-bodem 72% R₁₁-toP 72%

R

11-bodem 72%-top 50% c. 72fo-bod. 50% c. 37%

R

₁₁-toP 37%

R

₁₁-bodem 72% R₁₁-toP 72%

R

₁₁-bodem 72%-top 50% c. 72fo-top 50% c. Tabel 4 • 7.6 10-3 8.1 10-3 5.1 10-3 5.3 10-3 2.55 10-3 2.6510-3 4.5 10-3 4.7 10-3 3.8 10-3 3.9 10-3 1.9 10-3 1.95 10-3

Gegevens van enkele alternatieven t.b.v. de dimensioneringsberekening, 0.52 0.28 0.37 0.18 0.185 0.09 0.36 0.11 0.30 0.11 0.15 0.055 L kg/s 10.2 10.9 7.0 7.0 3.5 3.5 6.12 6.32 5.20 5.20 2.60 2.60 G kg/s 12.1 7.4 8.8 4.9 4.4 2.45 8.4 2.9 7.2 3.0 3.6

1.5

0.11 0.205 0.105 0.206 0.105 0.206 0.09 0.31 0.09 0.24 0.09 0.24 bijzonderheden C&S K-waarden N th = 8 V

=

6 s K-waarden ideaal I N_th = 13 V

=

6 s

R

= 1.5

Uit tabel vier blijkt dat de minimumbelastingen in het geval van C&S ongeveer 30% en in het ideale geval : 40% van de maximale belasting bedraagt.

Om deze capaciteitsverschillen goed te kunnen verwerken is gekozen voor klepschotels • De kleppen zijn van het type V-1 •

De dimensioneringsberekening is uitgevoerd volgens de beschrijving van Hoppe ( 14 ) aangevuld met andere methodes uit Perry (5 ), Zuiderweg ( 8 ) en Billet ( 13 ) •

-18-, _-,

.

_.

" I. " , ' .. ' .' Resultaten

Voor de twee in tabel vier vermelde uitgekozen mogelijkheden is het resultaat van de dimensioneringsberekening in tabel vijf weergegeven. Behalve de uitkomst van de volgens Hoppe's berekening meest optimale construktie zijn eveneens een aantal alternatieve mO@9lijkheden en hun consequenties vermeld.

De kolomdiameter is n.l. hoofdzakelijk van de maximaal toegestane gassnelheid afhankelijk • Deze wordt bij de berekeningswijze volgens

Hoppe zo gekozen dat de kleppen juist open staan. Er zijn echter

wel hogere gassnelheden mogelijk; maar dan moet wel een grotere

drukval geaccepteerd worden terwijl bovendien de schotelafstand

;

vergroot dient te worden. Ook kan de effi'ciency t.g.v. entrainment

wat slechter worden. Fig. 3 geeft de relatie tussen drukval en diameter.

Inbijlage'D is een berekeningsvoorbeeld van deze dimensionering

gegeven voor de topsectie van de kolom voor C&S K-waarden met 37% R₁₁ •

Zoals in die bijlage wordt uitgelegd zijn in

waarden voor de schotelafstand (H ) gegeven,

s

een goede keuze lijkt.

tabel vijf twee ft

waarbij het gemiddelde

De efficiencies zijn gedeeltelijk berekend met de in bijlage D aangegeven methode en gedeeltelijk uit grafische relaties(8 ,13)

van de efficiency en de belastingsfactor ()\ ) bepaald.

s

Bespreking van de resultaten

Uit tabel vijf blijkt dat er verschillende kolomconstrukties mogelijk zijn.

Kiest men een kleinere diameter dan wordt de schotelafstand groter

en de efficiency wat lager ,waardoor de kolom hoger wordt. Bovendien is de drukval dan hoger. Gezien het probleem met de

toptemperatuur ( zie par.

4.3.)

moet de drukval 011er de topsectie

tot een minimum worden beperkt omdat de toptemveru.tw.lr bij druk-verlaging nog verder zakt. En iedere graad is van belang.

VOOl' let C&S geval h~ daarom een dia.meter van

1.45

m de beste

keuze. Uit cons+'ruktieve oveI'li'egingen zou voor de bodem eveneens

1.45 m genOC'len kunnen worden. Om doorlekken te voorkomen moet

-19-;.L " .~ ...

.;.-, ~

"~ .,'

Tabel

5.

Resultaten van de dimensioneringsberekeningen

kolomsectie

%

R

₁₁

D N

_Fr

b äH H _~Pt

\675

H ~Gmin " s E

Np~

~Ptot

v

(m/m

2

)

vp

6

_s ~ 0

(m) (cm) (Hoppe) (bar) (Zuider.) (m-/s) (%) (bar)

--- -_. top (C&8)

₃₇

1.45

141

0.076 0.51

13.7

33

0.0096 0.0.50

34

0.12

0.042

"

73

7

0.07

top (C&S)

₃₇

1.25

100

0.076 0.64

17.3

6J~

_0.015

_0.073

₄₂

_0.09

_0.055

_,

_7C

₈

_0.12

top (C&S)

₃₇

1.20

92

0.076 0.68

18.7

75

0.017

0.080

46

0.08

0.060 65

8

0.14

top (C&S)

37

1.05

74

0.076 0.85

23.2

98

0.022

0.105

60

0.06

0.079 55

9

0.22

I _{bodem (C&8)}

₃₇

_1.20

₈₂

_{0.081 0.75}

_15.5

₃₃

_0.011

_0.050

₃₂

_0.07

_{0.038 80}

₄

_0.045

'"

0 I _{bodem (C&3)}

₃₇

_1.00

₅₇

_{0.081 0.94}

_20.8

₆₆

_0.017

_0.068

₄₃

_0.05

_{0.051 75}

₄

_0.07

bodem (C&3)

₃₇

1.45

140

0.081 0.52

1a-.3

"25 11

0.007

0.032

25

0.11

0.024

bodem (C&8)

₃₇

1.45

80

0.081 0.52

13.5

1125 "

0.010

0.032

25

0.07

0.024 82

4

0.040 "

top (ideaal)

37

1.20

97

0.045 0.58

11.7

33

0.0096

Ö~056

₃₃

0.08

0.042 68

8

0.08

top (ideaal)

37

1.00

65

0.045 0.78

17.0

73

0.016

0.079

46

0.06

0.060 60

9

0.15

top (ideaal)

37

0.75

32

0.045 1.25

42.5

250

0.948

0.143

100

0.03

0.107

bodem Cid)

₃₇

0.75

32

0.047 1.25

15.9

33

0.010

0.047

30

0.03

0.035 70

9

0.09

bodem (id)

₃₇

1.00

65

0.047 0.80

10,,9

"22 "

0.007

0.026

"22"

0.053 0.020 65

10

0.p7

bodem Cid)

37

1.20

97

0.047 0.59

9.0

"20"

0.0056 0.018

"20 "

0.08

0.014

bodem Cid)

37

1.20

32

0.047 0.59

12.9

"2511

0.009

0.018

"25"

0.03

0.014 72

9

0.08

t t ,

Als H tussen" t dan wordt deze bepaald door ~H

s vp

,

:

,lekt door bij minimale belasting

,

.

: _tv:

₁₃₂

_mm

_'

, ,

₌

~ .

/

f

/

/

/

____ ' •• ,., 'f.. _,:

--"

-"

..

-...: .~ _ . - . 0

t-

--

-')

1

\

.f

:

1

/

/

,." ~.

/.Jt.

/'

.

~

ti

/ ti)

/

c.

-21-/

Q)

/

/

/

i

I

I

I

I

'

-

ce

-I

I

+

I

?' ei o cS :-,..

_

.

,

J

.;

.

'. ) _{\ '}

dan wel het aantal gaten pe::' opper'vlakte-eenl:ejd vel'kleind

worden. Ook kan de minima.le opening of het klepgewicht ver~mderd

worden.

Kiest men twee verschillende dia.meters , dan lijkt 1.00 meen

acceptabele keuze. In dat geval wordt de kolom + 6 m. hoog ,

in het andere geval is dit slechts 5.25 m •

Bij ideale K-waarden is een diameter van 1.20 m. de beste keuze.

Ook nu kan de bodemsectie weer een gelijke dia.meter krijger.; de

kolom wordt dar.. .: 7.00 m. hooe:. De meest optimale bodemdiameter

is echter

0.75

m., waarbij de kolom

7.50

m. boog wordt.

Dit laatstg~noemde kolomconcept is tenslotte als meest reëel

bevonden en is dan ook gebruikt in het werktuigbouwkundig gedeelte

van deze opdracht. In paragranf vijf wordt deze keuze nader

bea.rgumenteerd.

4.3.

Bepaling van de 'condensor- en reboilertemperatuur

Zoals reeds vermeld is in par. 2.1 is er voor een werkdruk van

5

bar gekozen op grond van de condensortemperatuur. Bij deze druk

zou de topteml:eratuur minimaal 40 oe bedragen zodat normaal met

water gekoeld kan worden (10). Voor de in de vor'ige paragraven

bescbreven kolommen is gecontroleerd of de. condensorlemperaturen

inderdaad hoog genoeg zijn.

De tempera.turen die door "Whendi" berekend worden, zijn niet gebeel

correct. Dit komt doordat de partiële dampspanning van het HCI in

de destillaatstroom groter is dan in de kolom waardoor de K-waarden

van de freonen veranderen. Voor het damp-vloeistof evenwicht aa.n

de uitgang van de condensor geldt een systeemdruk voor de freonen

van 1.89 bar

(37%

R

11) tot 2.07 bar

(72%

R11 ) •

Voor de C&S kolom is de temIleratuurberekening ook weer met de

Cl::ao en Seader procedure uitgevoerd terwijl in het geval van de

ideale K-waarden de berekening met de band is verricht.

In bijlage E zijn beide berekeningsmethoden weergegeven.

Tabel zes Graeft een overzicht van de berekende condensortemperaturen.

Bij

37%

R₁₁ blijkt deze temperatuur in het ongunstigste geval( C&S

o

slechts 18 C te bedragen. Als de K-waarden ideaal worden genomen

-22-komt men tot 20 °C.

De temperaturen in de top van de kolom liggen rondom de 50 °C.

Bij 72% R₁₁ liggen de temperaturen hoger, n.l. 30 °c (C&S) tot

45 °c (ideaal) voor de condensor en 60 °c

(C&B)

tot 70 °c (ideaal)

voor de top van de kolom.

Tabel 6. Condensortemperaturen

Berekenings- Druk voor

%

R₁₁ Temperatuur

methode K-waarden ( °c ) Whendi 5 (C&S) 37 11 Whendi 3.4 (C&S) 37 8 C&S 1.89 37 18 Whendi 5(ideaal) 37 17 Hand 1.89 (ideaal) 37 20 Whendi 4.1 (C&S) 72 29 Whendi 4.1(ideaal) 72 45

Om te zorgen dat de condensor niet te krap ontworpen wordt

is voor het wertuigbouwkundig gedeelte 18 °c als minimumtempe-ratuur gehanteerd. Het betekent dat er met bronwater (althans

g~deeltelijk) gekoeld dient te worden.

Op overeenkomstige wijze is de temperatuur van de reboiler

bepaald. Omdat er nu geen HCI-gas aanwezig is stemmen de

temperatuur volgens "Whendi'" en die uit een aparte flashbereke-ning volgens C&S wel overeen.

Nagegaan is of het mogelijk is om de druk nog wat verder te verhogen om zodoende de condensortemperatuur met enkele graden te doen bplopen. De reboilertemperatuur loopt dan ook op. In tabel zeven zijn de. diverse bodemtemperaturen vermeld.

Het blijkt dat verhoging van de druk tot 6 bar de bodemtemperatuur tot 98 °c doet stijgen. Dit ligt erg dicbt bij de maximaal toegestane

o

temperatuur va.n 100 C, zodat een dergelijke bedrijfsvoering niet'

is aan te bevelen. Bij een dergelijke kooktemperatuur zullen n.l.

-23-ongetwijfeld plaatselijk oververhittingen boven de 1000C voorkomen.

De gekozen

5

bar lijkt dus inderdaad de meest aangewezen druk hoewel de condensortemperatuur hinderlijk laag is.

Tabel

7.

Bodemtemperaturen

Berekenings- Druk voor

%

R

11 Temperatuur methode K-waarden

( °c )

Whendi 5 (C&S)

37

82

c&s

₅

37

80 Whendi 5(ideaal)

37

82 Whendi 5( C&S)

72

90 C&S 6( C&3)

72

98

-24-5. Overzicht resultaten

In paragraaf 4.1.2. zijn enige vraagtekens gezet bij de juistheid van de Chao en Seader K-waarden en bij de grootte van de reflux-verhouding. De conclusie daarbij was dat de werkelijke K-waarden

tussen de ideale en de C&S in zullen liggen en dat een reflux

van + 1.5 reëel lijkt.

Verder is in paragraaf 4.3. aangetoond dat de condensortemperotuur tamelijk laag uitvalt, zodat de drukval over de topsectie van de kolom tot een minimum beperkt dient te worden.

Gezien deze feiten lijkt de uiteindelijk te bouwen kolom het best benaderd te worden door degene die voor i~eale K-waarden is door-gerekend met het "Whendi":,...programma. Dat;is dus de kolom met dertien theoretische schotels (incl. condensor en reboiler) , een topsectie-diameter van 1.20 m en een bodemtopsectie-diameter van 0.75 m.

Voor deze kolom worden in onderstaand overzicht alle relevante

parameters nogmaals weergegeven. De nummers achter de diverse

grootheden corresponderen met de indices in het flowschema (fig.4)

Voedingsstroom 37% R₁₁ (max.) 52.08 mOlls

=

5.5 kg/s 1.

voedingsstroom 72% R

11 (max.) 37.6 mOlls

=

3.9 kgls

voedingsstroom 72% R₁₁ (min. ) 18.8 mOlls 1.95kg/s

voedingssamenstelling 37% _{5.0 % R10} 1 • 50.9 % R 11 11.9 % R₁₂ 0.2-% R13 31. 7 % HCI 0.3 % HF voedingssamenstelling 72% _{10.7 % R10} 1 • 48.3 % R11 7.1 % R12 0.1

_%

_Rn 33.5 % HCI 0.3 % HF voedingstemperatuur 37% 71

°c

1 • voedingstem~eratuur 72% 80

°c

voedingdruk 5 bar 1.

-25-Destillaatstroom 31%(max.) destillaatstroom 12%(max.) destillaatstroom 12%(min.) destillaatsamenstelling 31% destillaatsamenstelling 12% destillaattemperatuur 31% destillaatemperatuur 12%

druk in de top vld kolom refluxverhouding .

Dimensies topsectie diameter

schotelafstand

afstand topschotel tot de bovenzijde van de kolom lengte vld 'overlooprand spleethoogte tussen val-pijp en schotel

oppervlakte valpijp

oppervlakte bubbling area aantal kleppen diameter gaten diameter kleppen afstand kleppen configuratie kleppen mini~ale kleplichting maximale kleplichting aantal schotels : :

.

a· I a

.

-26-26.45

mOl/s 1.9 kg/s 2.

22.54

mOl/s

1.8

kg/s

11.21

mOl/s

0.9

kg/s 13.8

%

_R11 2. 23.5

%

R 12 0.4

%

R13 62.2

%

HCI 0.1 % HF 31.8

%

R₁₁ 2. 11.9

%

R 12 0.1

_%

_R13 56.0

_%

HCI 0.2

%

HF + 18

°c

2.

-+ 29

°c

4.92 bar 2. 1 .5 3. 1.20 m

4.

0.35 m 0.85 m 0.66 m 25 IDID 0.045 m 2 0.84 m 2 91 40 mm 50 mm 100 mm driehoeksopstelling 2 mm 8 mm 8

Bodemproduktstroom 37%(max.) : bodemproduktstroom 72%(max.} bodemproduktstroom 72%(min.} bodemsamenstelling 37% bodemsamenstelling 72% bodemtemperatuur 37% bodemtemperatuur 72% druk in de bodem Dimensies bodemsectie diameter schotelafstand

afstand bodemschotel tot de onderzijde

vld

kolom lengte van de overlooprand spleethoogte tussen valpijp en schotel

oppervlakte valpijp

oppervlakte bubbling area aantal kleppen

diameter gaten diameter kleppen afs tand kleppen configrxatie kleppen minimale kleplichting maximale kleplichting

aantal schotels

Totale hoogte kolom

.

_.

-27-25.63

mOl/s 15.08 mOl/s

7.54

mOl/s 10.3 % R10 89.2

%

R₁₁ 0.5

%

HF

26.7

%

R

₁₀ 72.9

%

R₁₁ 0.4

%

HF

+ 82

oe

+ 90

oe

5.09 bar 0.75 m 0.35 m 0.50 m 0.56 m 25 mm 0.047 0.28 32 40 mm 50 mm m m 100 mm 2 2 3.6 kg

Is

2.1 kg/s 1.06kgfs driehoeksopstelling 2 mm

8

rom 9 6.95 m

6.

6.

6.

6 •

6.

5.

5.

Warmtecapaciteit condensor _{+ 1100 kw}

7

.

37 %(max.) warmtecapaciteit condensor : 883 kw 72 %(max.) warmtecapaciteit condensor 72 %(min:) 442 kw Warmtecapaciteit reboiler ₄₅₆ kw 8. 37: %(max. ) : warmtecapaciteit reboiler _{: + 445 kw} 72 %(max.) warmtecapaciteit reboiler 72 %(min.) : + 222 kw

-28-van reactor

..

j 1. I , ; , , 6. , spui

-

_-

_I

1

L_

naar reactor

J

-

_-

J

-29-3.

-4.

~

5.

-2. produkt

(

~

$

)

7.

~

(

~

CJ

8.

~ fig. 4 eindontwerp

--6. Literatuuropgave

1. Physico-chemical oonstants of pure organic compounds, volume 1,

J.Timmermans, Brussel 1950, p. 225

2e Physioal Properties a guid to the physioal, thermodynamic

and transport property data of industrially important chemi-oal compounds, C.L.Yaws, p. 188

3.

Janaf thermo chemical tables

4. Physioal properties of inorganic oompounds, A.L.Horvath

5. R.H.Perr,y C.H.Chilton, Chemical Engineers' Handbook, 5th ed. ,

MoGraw-Hill, New York 1973

6. Handbook of chemistry and physics, R.C.Weast, 54th ed., 1974

7. F.J.Zuiderweg, Fysisohe technisohe soheidingsmethoden W, col

-legedictaat i21 T.H. Delft, 1975

8. F.J.Zuiderweg, Schotelkolommen, collegedictaat i20 T.H.Delft ,

1978

9. E.J. Du Pont de Nemours & oompany ( inc. ) ,Refrigerating

Engineering thermodynamic properties , T-13 : freon 13 ,

RT-21 : freon 12 , T-11-b : freon 11 ,

B-31 :

liquid density

of freon-fluorcarbons , FA-22 : vapor pressure and liquid density of freon

10. D.Rekers A.Steenks, De bereiding van monofluortrichloormethaan

en dichloordifluormethaan, fabrieksvoorontwerp nr. 2465 , 1979,

~aboratorium voor Chemische Teohnologie T.R.Delft

11. K.C.Chao J.D.Seader, a general oorrelation of vapor-liquid

equilibria in hydrocarbon mixtures, A.I.Ch.E.Journal, deo.

1961, p. 598-605

12. Whendi, programmabeschrijving

13. R.Billet, some aspects of the choioe of destillation equip

-ment, I.Chem.E. symposium series: proceedings of the Int.

Symposium of Destillation, Brighton England, sept. 1969

14. K.Hoppe M.Mittelstrass, Grundlagen der dimensionierung von

kolonnenbBden, Theodor Steinkopff Dresden, 1967

15. J.B.Maxwell, Databook on hydrooarbons, Nostrand Co. Ino, 1950

-30-16. E.Kirsohbaum, destillier und rektifizierteohnik, 3e auflage,

Springer-Verlag, 1960

11.

A.P.Colburn, Effeot of entrainment on plate effioienoy in

destillation, Ind.Eng .• Chemist. vol 28 no.5 , 1936

18. Frigen, Farbwerke Hoeohst A.G., Frankfurt, 1955

19. Kpaohookhk E.H. e.a., Chlolodylnaja Teohnika nro8 p.26 e.v. 1976

20. B.ter Horst, De invloed van de helling van de evenwiohtslijn op

het rendement van een destillatiekolom, afstudeerverslag Lab.

Apparatenbouw prooesindustrie T.H. Delft, april 1979

-31-Appendix A , Construotie van het MaoCabe-Thiele diagram •

De bepaling van het aantal theoretisohe contaotplaatsen gebeurt met de grafisohe methode in het MacCabe-Thiele diagram. Voor de x-y kromme wordt verondersteld dat het binaire mengsel zioh ideaal gedraagt. Voor de topseotie gelden als sleuteloomponen-ten R10 en R11, voor de bodemseotie R11 en R12. Er gelden de wetten Raoul t en Avogadro!Dalton. Deze leveren voor x en y

p _{P2 P 1.X} s zie ook ( 1 ) X

=

P _{- P} Y

=

P 1 2 s met

.

P

1

=

de dampspanning van de vluohtigste oomp. bij temp. T

.

P

2

=

de dampspanning van de andere oomponent bij temp. P de systeemdruk voor het binaire systeem.

s

Door bij versohillende temperaturen de dampspanningen in te vullen zijn over een trajeot paren x en y te bepalen. Voor de systeemdruk moet de totaaldruk worden genomen verminderd met

T

de partiëledruk die veroorzaakt wordt door een hoev'eelheid inert. In de topseotie is dat vooral HCI , in de bodemseotie is er bijna geen inert. Afhankelijk van de reflux-verhouding verandert de relatieve hoeveelheid HCI ten opziohte van de hoeveelheid freonen. De dampspanningen van R11, R12, R13 zijn met formules van Dupont te berekenen. ( 9 ) R10 komt uit ( 1 ). Voor de oonstruotie van een MaoCabe-Thiele diagram en daarin de bepaling van het aantal theoretische oontaotplaatsen zijn nog een aantal andere gegevens nodig : Xd ' Xb ' Xf ' R

,

q-lijn. Voor een produktsamenstellulg van 31 mol% R11 : X f

=

6121

=

26,50 + 6,21 0,00015 • 6,21 22,84

( zie ook figuur 1 )

0,19

,

X

d

=

6121 0,629

3,66 + 6,21 0,00004 zie ook 2.2

de voeding is verzadigde damp , de q-lijn is dus horizontaal.

R

= 1,5 •

R .

m~n

,

Y = 0(. X = X_f s s 1+ ~-nx s R.

=

X - Y m~n d s y - X s s X

=

Y s s zie ( 1 ) 0(- Y (:(-

1)

s

-32-R .

mlll X d - Xf

=

~...;;--~~----X f Xf bij T gem. o(--"';X;"'f""(OC---1'"'f"') in dit geval is 0(

=

6,.3 R . ,= 2,8 mln R = 4,2

Voor het geval van 72 mol% R11 kri~gen we : ( zie OOk figuur 2 ) X

f = 18,16

=

0,819 4,02 + 18,16

,

X

d

=

0,99975 dit volgt uit de

vereiste produktzuiverheid. R en P

t zijn bepaald met gegevens uit

Whendi.

Voor de diagrammen met C&S K-waarden kunnen X en Y worden bepaald met:

X en Y

Door de twee K's over het geschikte temperatuurgebied te nemen kan de gehele X-Y curve worden geconstrueerd.

De verdere constructie geschiedt analoog aan de boven beschreven

methode voor ideale K-waarden.

Figuur vijf toont de dampspanningslijnen die de basis zijn voor

de ideale berekening.

Figuur zes toont het Mc.Cabe-Thiele diagram voor de gehele kolom

en daarnaast een vergroting voor de bodemsectie,bepaald voor de

C&S scheidingvan R11:-R₁₂.Figuur zeven geeft de C&S·' scheiding

van R₁₀-R₁₁ weer voor de top.

Figuur acht is het diagram voor de ideale scheiding R₁₁-R₁₂ in de

bodem. Figuur negen en tien zijn beide voor de ideule schei<line

van R

10-R11 ' maar bij verschillende refluxverhoudingen.

-33-"

I VJ

t

PRESSURE-TEMPERATURE RElATIONSHIPS OF "FREON" COMPOUNDS

TEMPERATURE. ·e

-1171 -110 -100 -90 -80 -70 -60 -50 -.co 'JO -20 -10 IV <v ~v .ou :>U ou 'u 80 90 100 110 120 130 lAO 1489

1000 n;i~r :.i-~

.

.

i·· .. ! -::ql '

t

i

!'l"T;! T:~'I:!;;Wi'l~i:~{;d;;~<t,·, 1" ';;H+:lJ,:~t;:'1

'

+

:

!b

1:':

;

" '!!;!'!8~

",

j

'i

l

'

!

!;

:J'

!I

=+L;

_

'

;'

d

J

::l+~+4~ "85

800 I! l . J . . . ;·:'_J.V . !; , T ", J ", } ' " :~ l" ~:: ;:~j;: :~9:' ~ ':~'~ ;'1<2 ';1" ·~T4--1-. -.. : 600 500 300 200 100 80 60 50 40 30 900 ·"!···~~·~~I:)qd;l~:]~~~

::

~i~t;r~f1L~;~~A AOO 300 200 o

r

,.;

..

:> 100

5

80 f

6O!

'<10 JO 20 10

"

C 20 _s f

I

i

~

i

10 8 6 5 4 1.0 0.8 O.t o.~ O,A 0.3 0.2 0.1 - H'O, -160 - 140 -120 -100 fig.

5

dampspanningslijnen 2 o 5 10 15 20 22 24

>-..

:> u 2',

=

~ 27 Ö . ,,,.,. overgenomen van

~

28 ~ ~ 28.55 u

nu

Pont ( 9 ) ~ 29 "FREON" PRODUCTS DlVISION

E. I. DU PONT DE N[MOURS & CO. (INt.)

Wilmington. Delawar. 19891 ~~~~:::'::~::E~:E~]:::i·:'I::~::::J::~ 29.6 -80 -61\ -AO -20 o 20 29 n .co 60 80 100 120 ,.0 160 180 200 226 240 260 28C JOC TE ~PE1tATURE. Of

r- -I t ~ . ! -

-i,

.

.

i

i

;

~

j __ ._f.- . . . . , . I _.l ~r.'l .. • 1. , I

I~

t

c r

..

• .s

, . "'j' -~ I : . :" , -~ :

i

_':,;

,

i'.

-0."

I". t .. ,03 ,; I . ..:.:.' ~ . -'Cl

.

I i .

r

i .. .:..::. J .... i : !

I

I • - I-~ -... - -I '1 i : .. ... , . .. ; . I 1 • _jo I '1 I :1 -~ ., I , .,._ ... _~~!

..

.. .. ' , .' ;. t I i

.

..

i,:.'_.+-L

.

·i I ~' ! .. -l--. _ ,. I I ."' i I .

,.

I

i

I

I I. Ko.

·

~

·

-t

.. ~ I , 1. . I

·1

I

L

!

i T" _I .i

.

,

I f· ! ...

L

;

...

:-:-

L

:

~!

_

:

i ' -.l: -I -I

.1..+

..

.1 . ! J. _ r . ' j~ . _I .. _1.. ' .i

I

" .j.:. .1 ..1' ~

!

I·

·

i .1 !.: .... -j • • . _. _·i· i.·: , , .. , , , _ .... l __ . . I ï -.1_" : ! _ . ...,. " ·1 .. ., I fig. 6 J .. ..: .

t

! 1. . . ;.~ , :1

I

I . 1

I

..

,

...

..

i I ... L;. "

37

mol

%

C&S P t=

5

bar r R11 -R12 • geheel/bodemsectie R= 6.6

(=

2.5 incl. HCI) XF

=

0.19

XD=

0.629

XE=

0.00004

5

bodemschotels ,

,.

' j

i ' -Qo

S

1·':·1 ',' L. __ _ I-i i '

....

ó ! . 0, , , , j.-, I "

:

'

!' r

-36-fig. 1 12 mol

%

R10

-R

_{11 •} R=

5.8

(=

~=

0.819

.

-i

-

!

-C&S topseotie

2.5

incl. HCl)

'S>=

0.99915

5

topschotels o I i

_.!

I

r

- r - ' I , i ,-1-,... .... -! ';'1 "

,

-r

i. .. r "' l - . ,

,.

:' ··1. J. '.

I

'

: l-.~_. - • j" L

i

_.--f

' ,

i i· I i--o~ ~: : i L! t- -_· lè I . i / ' . ,

;

-

0

.

'

:. I.

I

. I i , J~. r . O' I I · . / ' i'"

'j.-..!

....

!

,

J..~

.

I

Oot ..

1-'

_j' .. -J ..,_ " :." I ,1.' Î -I T - -j ... 1 .i :\

.,

t>.l Oot ., i I 1.. •.. 1. ,i ~ ... ' ----I. I " .1 : , .. '

,

-'1'" _, I

r

·

_.

,

_I . 'T fig. 8

31 mol

%

.

ideaal p _t

=

5

bar

R 11-R12 bodemsectie

R

=

3.9

(=

1.5

incl. Hel)

x

_F

=

0.19 ~= 0.629 ~= 0.00004

8

bodemschotels

-31-,

cu.

I _~ I < .. 0-.3 t .. i ,I

I

XC)

. j , i .J '1 !

.

;

I

,

, ,

..

-·:

1

-i

+-

:.

-I .~ I

r

-

J .J I ' ~_ . . I · i···· I. t I·

t

.

.

-~~

•

I" I ~·"7T -.. ' 1 J

f

:.

'l I:

l

. i ·.T: .! . . _ L. _ .. I. ~, .1

-

'-

'T-r

: -~ I j .- T

-

:I:-I ' i ~ -I , --_. r . ! ..j ... -J

-.

,

.'

f:---'

-

:

';r- r

I"

T

-'1 I I . _L

...

'

1

'; , , , ~ . : 1;-'\

.

_:

--

_~ " •• -.1 .. . i f'ig

9

,....

.

, 0 ...; 'S\

~

~

.

;n

'

1

! I • .1 . .., I 'I I

·

1

I :1 I 1 -! ",' .

_..

' 'j

72 mol

_%

_• ideaal Pt=4. 07 bar

R 10-R11

.

topseotie R= 3.5

(=

1.5 inol. Hel) X F

=

0.819 ~= 0.99975

5

topsohotels -. .,..----r--, ,. . " ....•. 1. ,"

I w \0 I

X(~/lr

j .•• fig 10

72

mol % • ideaal P t=

4.07

bar Q.S

X,.,

Rtl

R10-R11 • topsectie

R= 5.8

(

~

2.5 incl. Hel)

X

_F=

o.e

-

'

-:

~=

0.99975

4

topsc~,,' 7els

0:if

-'.

o;,,~: ... ,_ IA , « .

1.0

,- - - - a

91

Je»

0.'

Cf

_

Lij

N

0.8 0.;

y(~,,)

•

/

Appendix B , De Chao en Seader procedure

Door K.C.Chao en J.D.Seader ( 11 ) is een algemene correlatie gevonden voor vloeistof-damp evenwichten in mengsels van kool-waterstoffen. Deze correlatie was voor ons beschikbaar in de vorm van een computerprogramma. Dit programma is niet gesohikt voor stoffen die zeer sterk van elkaar afwijken. Voor stoffen, anders dan koolwaterstoffen , die een verwante structuur hebben, kan verwaoht worden, dát het programma goede resultaten geeft. Dit geldt dus voor de freonen ( R10, R11, R12, R13 ) , maar niet voor HCI en HF die zeer sterk afwijken van de rest • Door de hoge dampspanning van HCI is dit gas als inert te

be-schouwen.

HF

is maar in zeer kleine hoeveelheden aanwezig en kunnen we zodoende weglaten. Er komt binnenkort een ande~

"programma beschikbaar voor de berekening van vloeistof-damp

evenwiohten. Dit programma is wel gesohikt voor stoffen die sterk van elkaar afwijken , aangezien de wisselwerking tussen

de ve~chillende stoffen ,welkeals invoer gegeven moet worden,

in de berekening wordt meegenomen.

De K-waarde in : Y=K.X , wordt berekend met de formule:

K _

lt

I

met:

~

~

= de fugaoiteitsco8ffioiänt van een oompo-nent in de vloeistoffase.

,~ = de activiteitsoo~fficiänt van een compo-nent in een vloeistof-oplossing.

P

=

de fugaoiteitsooëffioi~nt van een

compo-nent in een dampmengsel.

Deze factoren worden berekend met de vergelijkingen van Pitzer, Hildebrand en Redlich

&

Kwong. Voor een snelle berekening is

een computer onmisbaar , aangezien het aantal vergelijkingen erg groot is. Van e~ oomponent moeten de volgende gegevens worden opgegeven :

- Kw , molgewicht (gram)

T kr't' h

t

t (oK)

- , ~ ~so e empera uur

o

P ,kritisohe druk (ata)

o

-40-- W,

acentrische factor ₁

_ 6,

solubility parameter !, (cal./milili ter)2 bij 25

°c

_ V , molair volume (mililiter/grammol) bij 25

°c

_ T

bp , atmosferisch kookpunt (oK) bij 1 bar

-AH, verdampingswarmte (Joule/mol) bij 1 bar

met AH

w= -(

1 + log Pr )T ==0,7

. r

bij 25 oe (cal./mol)

P r== P d / Pc' P d bij T= 0 ,

7

T c .

Zie tabel 6~00r deze invoer gegevens. Op de volgende twee

blad-zijden zijn respectivelijk een voorbeeld van de invoer en van de uitvoer gegeven. Enkele opmerkingen bij deze invoer

_ het eerste cijfer ( 6) staat voor het aantal componenten

I

_ H2 staat voor waterstof , CH4 voor methaan , deze stoffen

zijn vast in het programma opgenomen aangezien zij vaak'

voorkomen in mengadls van koolwaterstoffen.

- voor elke component zijn de gegevens afgedrukt

- op de een na laatste regel is de temperatuur en de druk

weergegeven.

de laatste regel geeft de samenstelling van de voeding weer

Enkele opmerkingen bij de uitvoer :

Tbub is het kookpunt van de lichtste component

Tdew is het dauwpunt van de zwaarste component

Jtimes en Ktimes zijn programmatellers vr is de vapor-ratio, zie ook 3.1

FCL = " , GAM :s

I

'

PHI

=

9 '

VLK

=

de K-waarde

_ X is de mol fractie van de component in de vloeistoffase _ Y is de mol fractie van de component in de gasfase

_ de hoge K-waarde van R13 k0mt omdat R13 bij deze omstandig-heden bovenkritisoh is.

c~. Mw T 0 P 0

0>

Ó

V Tbp

AH

R10 153,82 556,2 45,0 0,1920 8,93 97,10 349,5 32400

R11

137,38 411,0 43,2 0,1836 8,02 93,09 296,7 25105

R12 120,93 384,5 40,8 0,1825 6,57 92,26 243,2 20244

R13 104,46 301,--8 38,2 0,1721 2,95 126,16 191,9 15563

H

₂

2,0

33,0 13,0 0,0

3,25

31,0

20,5

1052

CH

4

16,04 190,7

46,5 0,0

5,68

52,0 109,0

8943

Tabel

6

,

invoergegevens 0ha0 en Seader

-42-1)14GII6-sTICS - . CO\4PIL~~··TIMË:·· ! . '--! -._ .. . _ -.. :- .. _~-~~:;-: ~.:'=-='-:..~-=:-=

"

_

..

_-

~-- ..

_

.

__

._

.... ~ .. ' - - "' .. _.- -.--. -_ .---.

-

. - ---.- .-- _.-

-

_.-

- ~·-~~:~~~~~~~~~.~-~~·I*":~·-~~~d.lS~.~:~~-~~::~~~~~~.f-:~:~::'~~.-~~.'.~ -'.:~-_:

i

.. FeL· GA"'." 1.0DOOOOOO .1 • 000 0 0 0 0 0

.1.OQj[O(lOO.u 1.0000000e

h.28';SV4.,QO.· ·1. 0420~500' I.S54A7600 3.3 \ 2?1. ,178200 1-;' 00000000', 1. OOOOOOOI!-'".: 0.939620000" ,_. =---::-=-:-.-::"'::. -;--:-. :-:.-::= : -':-1-.:3 ï 97l;i·iO~c=::~ ~ji:~::'-::~~~~565223' ., . ... 7.42052BOÖ· 247R.0080o.

-

_

.. . _--- -. -. 0.015758' o • 0 0.9 00 0

···.Q3JECT· :'.)1E= ·141(,0 .~YTFS.I\R>lA'( A~F.:A= 4H24 HYTES.TOTAL AREA' A.VAILAflLE- 1-4195(1.

~J~~E~ ~~ E~~~~5: 0. ~~~HER OF ~ARNJNGS= U. NUMRER lF EXTENSIJNS~

U.53~~C.FXE~uTTO~ TI~E= O.3H SEC. 11.41.13 TUES~AY 13 FE~ 79

o .1It59~9 ~-o .116933' 0.001097 BYTES o wHFI" - JA~