Afscheiding van ammoniak uit de synthesekringloop d.m.v. adsorptie in water

.'

.,...

...

.

Verslag behorende bij het fabrieksvoorontwerp

van

E.C. de ICnegt

en

R. Graslaat). . ... ... ... • __ .. ___ ... ___ ... __ .... _ .... r

onderwerp:

kringloop-d.·m.v~·,.absorptie ÎJ;l; 'wat-er ... ..-... "'

....

-.-

..

;.

...

_ ... ..-

...

.

...

~ ... ~

...

~

...

.,." ... ,

opdrachtdatum : verslagdatum :

r'

I c _ r '

I.

r

L

r . l , r ' r , , , , , , r 1 I , I

~l

I

n

j

n

I

I

n

I

o

~ ,

,r

_,

( , ' -INHOUD I. Ilo lIL IV. V.

VI.

:Bijlagen 1. 2.

3.

4.

5.

6.

7.

8.

9.

10. 11. 12. 13. Samenvatting Conclusies en aanbevelingen Inleiding Literatuuroverzicht Uitgangspunten Procesbeschrijving

Fysische eigenschappen van het gasmengsel

Fysische eigenschappen van het vloeistofmengsel De absorptiekolom T8

De warmtewisselaar Hl

De cyclonen M2 en

M4

en de injecteur

M3

De recirculatiecompressor C5

De koeler H7

De pompen P9 en PIl en de turbine MlO De koeler H12

De warmtewisselaar H13

De destillatiekolom T14 met randapparatuur Computerprogramma Syngas

Computerprogramma A:BS

vervolg op volgende pagina

pag. 1 2

3

5

9

13

15

21

25

34

43

47

48

50

53

55

57

62

66

-

-

-

_

J

Figuren 1. 2.

3·

4.

5.

6.

Flowsheet ammoniakfabriek vlg. C.F. Braun

Enthalpie-samenstelling diagram van NH3-H20

idem

idem (destillatie)

Concentratieprofiel van NH

₃

in de absorber

Fugaciteitsprofiel van NH₃ in de absorber

Massabalans per component Massa- en warmtebalans Symbolenlijst Literatuur Processchema pag.

15

76

71

78

79

80 81

84

89

91

93

)

.

! '

1

-1. Samenvatting.

In dit ontwerp wordt een afscheidingssectie beschreven voor een ah~oniakfabriek met een produktiecapaciteit van 1378 t/d, waarin de ammoniak door middel van absorptie in water uit de synthesekringloop verkregen \-lord t.

Uitgegaan is van een synthesedruk van 150 atm en een conversie in de reactor van 0.1 ; het recyclegasmengsel bevat alleen de componenten waterstof, stikstof, water, ammoniak en argon.

Voor de berekening van de fysische eigenschappen van dit gasmengsel

is een computerprogramma geschreven.

De absorptie vindt plaats in een falling film absorber of natte-wand kolom, voor de dimensionering hiervan is eveneens een programma

geschreven, dat concentratie-, fugaciteits- en temperatuurprofielen

over de kolom berekent.

Het knelpunt bij dit systeem is de introductie van water in het

recycle-gas, dat immers een sterk deactiverende werking heeft op de katalysator.

Bijzondere aandacht is dan ook besteed aan de verwijdering van water uit het gas; dit vindt plaats door afkoelen en wassen met vloeibare ammoniak.

De teru~~inning van de ammoniak uit de absorptievloeistof gebeurt

in een destillatiekolom bij 20 atm.

Aflevering van het produkt geschiedt als nagenoeg watervrije vloeibare ammoniak bij 20 atm en 25 °C.

I i 1 I

!

I

I

j

1 , 2

-II. Conclusies en aanbevelingen.

De beschrijving van de fysische eigenschappen van het gasmengsel

en van de NH3-H20 evenwichtsgegevens die o.a. bij de berekening van

de absorber nodig is, lijkt bevredigende resultaten op te leveren.

Wel is een verbetering mogelijk, bijv. door rekening te houden met

andere mengregels en met een gasmengsel \olaarin ook CH₄ zit.

Ook een verfijning van het model van de absorber ligt voor de hand,

bijv. t.a.v. de stofoverdracht van andere componenten dan NH

3 en H20,

toepassing van betere stofoverdrachtscoëfficiënten, en een andere

verdeling van het koelwater over de kolom. Het computerprogramma is

voldoende flexibel om hieraan aangepast te kunnen worden, en ook aan

andere temperaturen, drukken en concentraties.

Voor het hele systeem, waarin dan ook de reactor betrokken zou moeten worden, lijkt een onderzoek naar de optimalisering zeker interessant, met name "lat betreft de druk waarbij reactor en destillatiekolom

zouden moeten werken.

Tenslotte zou een vergelijking qua investeringskosten en

energie-verbruik moeten plaatsvinden van dit lagedruk proces met de bestaande

3

-111. Inleiding.

Eigenschappen ( lito 20 )

Ammoniak komt onder atmosferische druk en bij

kamer-temperatuur slechts voor in de gasfase. Bij P=1 atmosfeer

ligt het kookpunt bij -33.35 oe en het tripelpunt bij -77.75 oe.

Ammoniak is zelfs bij lage temperatuur betrekkelijk reactief.

De reactie met water gaat gepaard met aanmerkelijke

warmteont-wikkeling en kan zelfs boven de kritische temperatuur

plaats-vinden. De aldus gevormde waterige ammoniakoplossing is sterk

basisch ( voor een 28%-oplossing bij 25 oe is de pH=11.8 ).

Algemeen ( lito 19, 20 )

De historische ontwikkeling van de synthetische

ammoniak-produktie vangt aan bij het Haber-Bosch proces, dat in de periode

1905-1913 in Duitsland van de grond kwam. Deze ontwikkeling

werd sterk gestimuleerd door het voorhanden zijn van een

eenvoudig en economisch proces om ammoniak in salpeterzuur om

te zetten; een grondstof die destijds in grote hoeveelheden verwerkt werd in de explosievenindustrie.

De groei in de maximumcapaciteit van ammoniaksynthese-units in

de laatste 25 jaar wordt met de volgende gegevens geïllustreerd:

1952 200 shortton per dag

1962 360

,

,

, , , ,

1963 600

,

,

, ,

,

,

1966 1000

,

,

, ,

,

,

1967 1500

, ,

,

, ,

,

Ontwerpen voor 2000 shortton per dag zijn verkrijgbaar.

De wel zeer opmerkelijke groei, die zich in 1962 inzette kent

r .

4

-a) de vraag naar units van zodanige grootte, dat het voordeel

van de toepassing van centrifugaalcompressoren ten volle

benut kan worden.

b) de toename van de druk in de reformersectie, waardoor de

benodigde compressorenergie voor de eigenlijke

ammoniak-synthese gereduceerd wordt.

c) de ontwikkeling van een zeer geïntegreerd

warmteterugwinning-systeem, waardoor relatief goedkoop hoge druk stoom opgewekt

wordt, hetgeen o.a. voor aandrijving van de compressoren

kan worden aangewend. Een ammoniakfabriek ·wordt daarom wel

eens gekenschetst als een stoomfabriek, die als bijprodukt

ammoniak oplevert.

De hedendaagse synthetische ammoniakindustrie is gebaseerd op

een zeer breed scala van ruwe grondstoffen en processen voor de

produktie van zuivere stikstof en waterstof. Stikstof wordt uit

de lucht betrokken, terwijl waterstof wordt geproduceerd uit

grondstoffen zich uitstrekkend van steenkool, cokes via ruwe olie,

zware stookolie, nafta, raffinaderijgas tot aardgas.

De wereldproduktie aan ammoniak bedroeg in 1971/1972 ongeveer

51 miljoen ton. Van deze ammoniakproduktie wordt ongeveer

80%

verder verwerkt in de kunstmestindustrie.

Voorbeelden van moderne ammoniakfabrieken, die opereren volgens

bovenstaande principes zijn de ontwerpen van M.W.Kellogg

&

Co

en C.F.Braun

&

Co, waarbij de synthesedrukken liggen op ongeveer

230 atmosfeer. Het hierna te behandelen voorontwerp tracht een

alternatief te zijn voor deze processen voor zover het de

IV.

5

-Literatuuroverzicht van de ontwikkelingen in de arnmoniak-afscheiding uit de synthesekringloop door middel van de absorptie in water.

Dit literatuuroverzicht behandelt het werk van de Italianen G.Guerreri, U.Zardi, G.Pag~i en M.Guadalupi van SNAM S.p.A te Italië over de ammoniakafscheiding volgens het in de titel vermelde principe. De publicaties hebben plaatsgevonden in de

periode 1964-1974 en lijken nog niet afgerond te zijn.

De eerste publicatie was lit.18, waarin de tot op dat moment bekende hoge druk synthese inrichtingen (250 tot 600 atm) worden

geplaatst tegenover lage en middel druk inrichtingen voor wat

betreft de toe te passen typen compressoren, de maximaal mogelijke

ammoniakproductie per dag, de investeringen in de benodigde

apparatuur en de problemen ten aanzien van de constructie van de apparatuur. Op grond hiervan wordt aan lage en middel druk

synthese inrichtingen de voorkeur gegeven, hetgeen evenwel een nieuw probleem introduceert voor de afscheiding van ammoniak

uit het niet omgezette watersto~ en stikstofgas.

Bij de hoge druk inrichtingen geschiedt dit door condensatie van ammoniak tussen -150C en 300C, waardoor ammoniakpercentages

van 2-5% in het afgewerkte gas worden verkregen. Bij de lage druk synthese inrichtingen is het evenwel beslist essentiëel, dat iti,verband met de geringere conversie van 9-12 gew.% het ammoniakpercentage in het naar de reactor terug te voeren

recyclegas zo laag mo~elijk is. Om dit te bereiken door middel van afkoeling zouden veel te lage temperaturen noodzakelijk zijn-,

hetgeen leidt tot de toepassing van zeer kostbare en ingewikkelde afkoelingskringlopen.

Het idee om de ammoniak af te scheiden door absorptie in water is niet nieuw, maar de technologische problemen aangaande de waterverwijdering uit het recyclegas waren nog vrijwel onover-komelijk.

{ 1 I I L--, (

.

: L • f ' l , \ , rl I l . ( ,

-1

, J

I'

. i , .. 6

-In dit patent geschiedt de waterverwijdering door koeling van

het uit de absorptiekolom tredende recyclegas tot temperaturen

tussen -20°C en -30oC, waarbij in hoofdzaak slechts de

voel-bare warmte van het gas moet worden afgevoerd. De totale

water-verwijdering uit de gasfase wordt bereikt door de vorming van

een geammonieerde oplossing van 25-50 gew.% ammoniak.

In het pat ent worden de volgende uitvindingen geclaimd:

a) de afscheiding van ammoniak uit waterstof en stikstof wordt

bewerkstelligd in een tweetraps absorptiekolom door middel

van absorberende oplossingen met verschillend absorberend

vermogen.

Opm: uit het patent blijkt niet welk type absorptiekolom

bedoeld is; het bijgaande processchema doet een

twee-traps sproeitoren vermoeden, hetgeen evenwel bij deze

exotherme absorptie niet erg aannemelijk lijkt in verband

met sterke temperatuurstijging en daardoor verdamping

van te veel water.

b) de absorptie vindt plaats bij dezelfde druk als de synthese.

c) de absorberende vloeistoffen zijn ammoniakale wateroplossingen

van resp. 15-40 gew.% en 1-10 gew.% ammoniak en worden

ver-kregen als bodemproducten uit een tweetraps destillatiekolom

die werkt bij drukken tussen 15 en 30 atm.

d) de condensatie van water en ammoniak uit het door de absorptie

gezuiverde gas vindt plaats door indirecte afkoeling via

warmtewisselaars.

Lit.7 behandelt de thermodynamische kanten van het in bovenstaruld

patent beschreven afscheidingssysteem voor ammoniak. Er wordt

getracht een wiskundige beschrijving te geven voor hoge druk

gas-vloeistof evenwichten van het systeem ammoniak-wat

er-stikstof-waterstof. In de bijlagen 1,2 en 3 van dit voorontwerp

zijn de resultaten van Lit.7 verwerkt.

In lit.8 worden lit.18 en 7 samengevat, hetgeen leidt tot een

berekeningsmethode met vereenvoudigde aannamen voor een gepakt

bed absorptiekolom met tussenkoeling om isotherm~ omstandigheden

te benaderen.

r ' l , [' I ( ( , I ' r ' r' ( , , , Î i J

]

]

J

n

I ,

,.,

I \ .

7

-Lit.6 is in feite een nadere specifiéatie van lit.18:

De tweetraps absorptiekolom is gewijzigd in een enkelvoudige

filmabsorptiekolom, waarbij de vloeistof langs de binnenzijde

van de pijpen naar beneden stroomt in tegenstroom met de gasfase

en in tegenstroom met het koelwater aan de buitenzijde van de

pijpen. De tweetraps destillatie is nu uiteraard overbodig

geworden. In tweede wijziging doet zich voor bij de water-en

ammoniakverwijdering uit het door de absorptie gezuiverde gas.

De waterverwijdering vindt nu plaats door wassing met vloeibare

ammoniak, nadat een eerste reductie van het watergehalte al

heeft plaatsgevnnden in een warmtewisselaar door koeling tot

temperaturen tussen -150C en _200C. In deze warmtewisselaar

vindt warmtewisseling plaats tussen het natte en het gedroogde gas. ( zie hiervoor tevens het flowsheet )

In lit.14 wordt het hele afscheidingsproces beschreven, waarop

dit voorontwerp gebaseerd is ( zie hoofdstuk Procesbeschrijving).

Het ontwerp biedt de volgende voordelen: een besparing van 4% op de voeding

· een besparing van 6

%

op de investeringskosten

• grotere eenvoud

• lager warmteverbruik

· elimineert de noodzaak van een afkoelingscompressor en

reduceert de energiebehoefte van de synthesegascompressor

• deze nieuwe procestechniek kan uitstekend worden toegepast

in een geïntegreerde ammoniak-ureum fabriek, waar de

gecon-centreerde ammoniakoplossing direct kan worden toegepast bij

de carbamaatproductie.

Er wordt tevens een economische vergelijking gemaakt tussen

een moderne ammoniakfabriek met conventionele

ammoniakafschei-ding enerzijds en met het nieuwe proces anderzijds.

Het betreft in beide gevallen een fabriek met een productie van

1000 ton/dag gebaseerd' op aardgasvoedihg. De synthesedrukken

zijn resp 240 kg/cm2 en 120 kgjcm2 . Onderstaande tabel is gebaseerd op de productie van 1 ton ammoniak.

I I \ l , ( , (" , ! C r . I

I

r l , \ ;

.

)

l

'

"

( J 8

-TABLE l-C.onvent'Ïonal versus new ammonia scp-aration process, 1 ,OGO metric fans per day, rwtllral

9c:s fe-cdstock

Process natural gas Fuel natural gas BFW Electric power Cooling water Cor.vention'll AmmCulia Plant 5.75.10' kcal 2.5.10' kcal 2 mi 7 kWh 280 m' New Ammonia Plant 5.8.10' kcal 2.1.10' heal 2 111' 13 kWh 256m'

In lit.14 wordt tevens melding gemaakt van de resultaten

van absorptie-experimenten op pilotplantschaal.

Lit.9 vormt een verdere uitbreiding van lit.7 aangezien aan

het daar beschreven viercomponenten systeem nu ook argon en methaa~

zijn toegevoegd. Tevens wordt hier geacht dat alle zes componenten

zowel in'vloeistof- als in gasfase aanwezig zijp.

Een samenvatting van alle hiervoor genoemde literatuurverwijz

in-gen wordt gegeven in lit.10. De ontwerpprocedure en de berekenings~

methode voor een filmabsorptiekolom voor de absorptie van

I

ammoniak in water wordt hierin gegeven. Aan de hand van dit

artikel t s bijlage

3

in dit voorontwerp tot stand gekomen. Voor

e

L.J r ' I , l . \ . L •

f '

( . r . I l r . r ' l , , 1 \ J , 1

I

• 1

'1

l I

1

, l ,

9

-v.

Uitgangspunten.

A.

Tot voorbeeld bij het opstellen van de massabalans over

de a1llInoniaksynthesekringloop en de daarop aansluitende

schei-dingssectie heeft de theoretische massabalans van de

ammoniak-fabriek van Esso Chemie NV te Rotterdam gediend ( lit.4 ).

Dit impliceert dat wordt uitgegaan van een productstroom van

1377.6 ton/dag (

=

1518.5 shortton/dag ), een purgestroom van

50.4 ton/dag en een synthesegasstroom van 1428.0 ton/dag.

Bij 330 bedrijfsdagen (

=

7920 bedrijfsuren ) komt dit neer op

456000 ton/jaar.

Deze ammoniakfabriek van Esso Chemie NV is gebouwd volgens

C.F.Braun

&

Co ontwerp en heeft als specifiek kenmerk een

cryogene zuiveringssectie, die het synthe3€gas behandelt

voor-dat het de compressor binnentreedt ( zie fig. 1 ). De werking

van deze cryogene zuiveringssectie wordt als volgt

gespecifi-ceerd: 99% van het aanwezige methaan, 65% van het argon en meer

dan 50% van het koolmonoxide wordt verwijderd. Hierdoor blijkt

het mogelijk een laag inertniveau van ongeveer 4 IDol% in de

synthesekringloop te handhaven, zonder dat een grote spuistroom

vereist is. Een bijkomend voordeel is dat deze spuistroom opnieuw kan worden teruggeleid naar de cryogene zuiveringssectie

(lit.5 en 19) •

In dit voorontwerp wordt eveneens verondersteld dat het te com-primeren synthesegas een dergelijke zuivering heeft ondergaan.

Tevens wordt aangenomen dat de verwijdering van methaan en

koolmonoxide uit het synthesegas volledig geschiedt,zodat het

aanwezige inert slechts uit argon bestaat.

Bovenstaande leidt tot de volgende specificaties voor

synthese-gassamenstelling en purgesynthese-gassamenstelling uitgedrukt in

gewichts-fracties Y:

I

I

I

I L _. r • l _ :

.

! '

I

I

'

l , I r , , ( , J

: 1

:

1

n

( J

f1

r~

"

I ( synthesegas purge gas 10 ---_._--- - - ----, component

t

gewichtsfractie Y

==---=--=='==.

-='=-=-:::=--=--=:=. =.=. = = = =::::l waterstof .1753 stikstof .8181 water 0 ammoniak argon

o

.0066 wa ters t Of- l r - - ---..

-~

~

-

~-

··

--·

-l

stikstof .6632 water ammoniak argon

I

I

_I .0007 .0085 .1855

De specificaties van eindproduct eveneens in gewichtsfracties

X uitgedrukt: eindproduct [ water ammoniak .0010 .9990

l

I

Het verlies van water uit de kringloop bij de purge- en

product-stroom wordt gecompenseerd door watersuppIetie in de kringloop.

Voor koeling en verwarming op diverse plaatsen in dit voorontwerp

wordt resp. koelwater van 200C en hoge druk stoom van 2500C en

40 bar overdruk toegepast.

Voor de reactor R6, die wel in de synthesekringloop en scheidings-sectie maar niet in de berekeningen is opgenomen, worden de

volgende aannamen gedaan:

Analoog aan de Esso Chemie NV fabriek volgens Braun-ontwerp wordt een reactor van het "radial flow" type aangenomen met interne warmtewisseling tussen reactanten- en productstroom. Voor de drukval over een dergelijke reactor wordt 6 atmosfeer aangenomen ( in de Esso Chemie NV fabriek is de drukval ongeveer

20 bar, waarvan 30% voor rekening van de reactor komt . . zie

lit.4 en 5 ). Voor de conversie geeft lit.18 9~12 gew.% bij

drukken tussen 130 en 200 atmosfeer. In dit voorontwerp wordt

r ' L J I ' ! l , ( . I I l ,

r'

1 l

L

,

.

I , l , , 1 , 1

I

, J I ; r \ l J 11

-De belangrijkste gegevens van de vijf in het proces voorkomende componenten zijn hier onder weergegeven.

h

Holecuulgewicht, kritische temperatuur en druk, kookpunt,

viscositeit van de gasfase bij 0 oe. ( lito 15 )

-. __ . -,.--- _ _ _ • _ . 4 _ .•• __ __ • " . ---_ ... nr. comp. M _{Tc Pc Tb 1-"0} ---_.----~. --- __ ---_0--'--_______ . __ ". ___ . __ i .-

.

.

-. . ~-_. _.' -.. -- ."--- ---... --" (kg/kmol) (K) (atm) I (K) (10- 7 kg/m s) --. 1 H 2 2 43.6

*

20.2

*

20.5 84.2 2 _N2 28 126 _33.5 77.4 170 3 H₂₀ 18 647 218.4 373.2 89

4

NH 3 17 405.4 111. 5 239.8 91.8 5 Ar 40 151 48 87.5 209.6

*)

In

verband met het toepassen van de Redlich-K\-Jong

toestandsvergelijking voor het gasmengsel, moeten voor waterstof

deze waarden van de kritische constanten gebruikt worden i.p.v. de normale: Tc = 33 K en Pc = 12.8 atm. ( lito

9

en 17 )

~ Standaardenthalpieën. ---_. --~ . . -i I 0 i .6 Hf 298 I

,

-

- --. - ----_ .. --~---- -_._-~_ ... ~- -_ .. (kcal/kmol) (kcal/kg) I I j -1 _H2 0 0 2 _N2 0

°

3 _H20 (G) -57800 H20 (L) -68320 -3795.6 4 UH 3 (G) -11040 NH3 (L) -928.2 5 Ar 0 0 __ : .. :. ___ L_

l . l • r ' r ' I L r' r ' , -, • 1 , 1

.l

l J r , J r-, l J 12

-~ Soortelijke warmten van de gassen, ( lito 15 ) als functie van T (K).

T-gebied (kcal/krool K) (K) 1 H₂ 6.62 + .00081 T 273-2500 2

N

₂ 6.50 + .001 T , 300-3000 3 H₂₀ 8.22 + .00015 T + .00000134 T2 300-2500 4 NH3 6.70 + .0063 T 300-800

5

I Ar 4.97 elke T

h

Diffusiecoëfficiënten van NH

₃

en _H20 in H2 en N2' ( lito 12, p. 542 e.v. ) .. ~-_. ~

~ Warmtegeleidbaarheid van de gassen, ( lito 23, p. E-2 )

nam/keurig -heid

(%)

2 3 1.5 0 . . --- .

h

Viscositeit van NH

3

-H20 oplossingen, ( lito 11, deel V, p. 227 en lito 12, p.

5 )

h

Dichtheid van liH

3-H20 oplossingen, · ( li t. 20, p. 180 en lito 11, deel 111, p.

59 )

Corrosie-aspecten ( lito 20 en 16 )

Bij lage temperaturen werkt zuivere ammoniak sterk corrosief; dit kan worden tegengegaan door een kleine hoeveelheid water bij te mengen tot een zuiverheid van ongeveer

99.9

%.

In aanwezigheid van ammoniak bij lage temperaturen kunnen geen koper en zink of hun

legeringen worden toegepast. Door sporen 02 en CO wordt de corrosieve werking van gasvormige ar..'lllloniak extra versterkt.

Koolstofstaal biedt zeer goede weerstand tegen de corrosieve werking ·

van ammoniak-water mengsels in het hier toegepaste temperatuurgebied. Apparatuur welke in contact komt met het synthesegas onder hoge

druk, wordt bij voorkeur uitgevoerd in hoo~Naardige nikkellegeringen in verband met de grote weerstand tegen nitridevorming bij hoge

[ , I l., (

.

I

L

r'

L . r ' r ' ,

.

, I I • I ' 1 " I , 1

, j

,

1

~l

"

II

,-. I \

13

-VI. Procesbeschrijving.

De procesbeschrijving geschiedt aan de hand van het processchema, waarin stroomnummers, temperaturen en drukken staan vermeld. In de gecombineerde massa- en warmtebalans zijn de bij de respectievelijke stroomnummers behorende

massa-en warmtestrommassa-en weergegeven, terwijl in afzonderlijke tabellen de massastromen voor de vijf betrokken componenten zijn

ge-specificeerd.

Het verse synthesegas (2) wordt samen met de uit absorptiekolom

T8 tredende recyclegasstroom (3) geleid door de warmtewisselaar

o '

H1 alwaar het watergehalte door koeling tot -18 C wordt

terug-gebracht tot 50 ppm (zie bijlage 4). Verdere reductie van het wate gehalte tot

3

ppm en een scheiding in gas- en vloeistoffase vindt plaats in de cycloon M2, de injecteur 1'13 en de cycloon M4. De verwijdering van deze l aatste resten water uit het recyclegas berust op wassing met vloeibare ammoniak, waarbij tevens

adiaba-tische verdamping van ammoniak plaatsvindt. Dit veroorzaakt een verdere koeling van het recyclegas tot -28.12oC (zie bijlage 5).

Het recyclegas (12) wordt nu opnieuw door warmtewisselaar H1

geleid en de uittredende gasstroom (13) is opgewarmd tot 18.66oC (zie bijlage

4).

In de recyclegascompressor C5 wordt de drQ~

opgevoerd van 148 tot 156 atmosfeer, waarbij de temperatuur van stroom 14 stijgt tot 230C (zie bijlage

6).

In reactor R6 bedraagt de conversie 10 gew.% (zie externe gegevens). De productstroom 15 heeft een temperatuur van 121°C, terwijl de druk gedaald is tot 150 atm. De temperatuur van stroom 15 is veel te hoog om de absorptiekolom T8 binnen te gaan en wordt daarom in koeler H7 terug@bracht tot 400C (zie bijlage

7).

De absorptiekolom T8 is een filmabsorber, waarbij de absorptievloeistof langs de binnen-kant van de pijpen naar beneden stroomt in tegenstroom met de te absorberen gasstroom 16. Bij de absorptie komt tamelijk veel

warmte vrij, zodat het noodzakelijk is een flinke hoeveelheid koelwater aan de buitenkant van de pijpen door de kolom te

leiden; het is namelijk beslist noodzakelijk de temperatuur van

r'

l .

:

[

. I 1 [ . : .

: r

~

i

r

~

I

I

.

I

, '

il

l J

n

n

-

14

-in deze gasstroom zeer sterk toeneemt met stijgende temperatuur

van het gas. (zie bijlage 3). De onder uit de absorptiekolom

tredende en ammoniakrijke vloeistofstroom 18 komt samen met

de in de cyclonen afgescheiden vloeistoffasen bij turbine M10.

Over deze turbine vindt een drukval plaats van 150 atm tot 25

atm. De daarbij vrijkomende energie wordt omgezet in rotat

ie-energie, waarmee de recirculatiepompen P9 en P11 worden

aan-gedreven (zie bijlage 8). De uit M10 tredende vloeistofstroom

heeft een temperatuur van 360C en wordt via warmtewisselaar H13

(zie bijlage 10) even onder de kooktemperatuur bij 20 atm de

destillatiekolom T14 ingebracht. Vrijwel zuivere ammoniak verlaat

de top van de kolom en wordt via de condensor-nakoeler H18 en

buffervat V17 als vloeibare ammoniak van 250C en 20 atm

afge-leverd. Een gedeelte wordt via recirculatiepomp P11 teruggeleid

naar injecteur M3. Het bodemproduct wordt in warmtewisselaar

H13 (zie 'bijlage 10) en koeler H12 (zie bijlage 9) afgekoeld

van 1890C tot 29.50C en via recirculatiepomp P9 terugg§leid

1 [ . I •

:l

:

[

:

ll'

i , , r , l • i I 1

,1

~l

n

I~

r

- 15

-1. Fysische eigenschappen van het gasmengsel.

1.1 De toestandsvergelijking

In verband met de hoge druk (150 atm) in de apparatuur is het niet juist om het gasmengsel als ideaal te beschouwen.

Een eenvoudige, in de praktijk veel toegepaste toestandsvergelijking met twee parameters is die van nedlich en Kwong.

Deze is gebruikt om het systeem te beschrijven ( lit.7 en 1 ) en luidt voor één component:

waar in: P

=

RT V-b a = _p c b 0.0867 R T c p c a

De compressibiliteitscoëfficiënt van het gas wordt weergegeven als: z met: B

=

h

=

PV RT b RT b V = 1 l-h a A

=

0.6541 B BP z

Voor een gas met meer componenten wordt hier de eenvoudigste mengregel toegepast.

De polaire stoffen NH

{ . L _ I 1 l .

[

:

l .

l.

I ' 1

I

I

.

J I

I

J

l

r

- 16

-wisselwerking van de moleculen andere en ingewikkelder mengregels vergen, komen niet in zo grote concentratie voor dat hier rekening mee gehouden is.

Voor het gasmengsel geldt dan:

Hierin heeft i betrekking op achtereenvolgens elk van de 5 componenten in het mengsel: i

=

I _H2 2

_N2

3 H20 4

NH3

5

Ar

Zoals reeds vermeld, zijn voor waterstof gewijzigde v/aarden van Tc en Pc gebruikt.

De waarde van z voor de gasfase kan berekend worden als de grootste

van de drie wortels uit de volgende vergelijking in z

Met een Newton-Raphson iteratie (startwaarde: z

=

1 ) wordt z berekend.

1.2 Fugaciteit

De verhouding tussen de fugaciteiten van een component i in niet-ideale en ideale toestand van de gasfase noemt men de fugaciteitscoëfficiënt: ~ _I = f _{g, ~} . / P y. _~

Er geldt algemeen:

(

~

In fg, i )

ÓP

T

=

Vi

=

partieel molair volume in de gasfase Integratie bij constante temperatuur levert op:

fg,i l n -P Yi = -1 RT R'l'

-S

P~

°

_{-P- - - vi dP} )

I

.

I .

I .

[

:

r:

[

:

f •

1.

I l . r ,

n

n

17

-de Redlich-Kwong toestandsvergelijking verkrijgt men:

f g, i

= (

Bi - BP ) In P Yi z - 1 ) 1 3 - In ( z A2 2Ai Bi ( B.P) B A - - - I n B 1 +

In het CPS-programma voor de berekening van de absorber worden op deze wij ze de fugaci tei ten van ... :a ter en ammoniak in de

gasfase berekend. ( programma ABS, zie bijlage

13 ).

1.3

Enthalpie van het gas

De enthalpie van een gasstroom bij t

(Oe)

en P (atm) is gelijk aan de som van de enthalpieën van de componenten (t,p) vermenigvuldigd met de molfractie van elke component.

De warmtecapaciteit van elke component is geGeven als

functie van T:

Cp,i

=

ai + biT + c'T 2 ~

Voor de enthalpie bij een bepaalde temperatuur T en bij ue standaarddruk 0 geldt:

H~,i

=

H~,i +.f:

Cp,i dT

s

=

H~

,i + ai ( T -T s )

H~,i standaardenthalpie bij

T

_s

=25

°c

en

P= 1

atm van

component i.

Enthalpie van het mengsel bij temperatuur

T:

H~

=

LYi

~,i

Uit de toestandsvergelijking volgt voor de drukafhankelijkheid van de enthalpie bij constante temperatuur ( lito 2 ):

AH

RT

~ A2

r 1 L r • , l . , '

[

:

r '

! .

, . , , , 1

I

l J 18

-1.4 Warmtecapaciteit van het gas

:Bij temperatuur

T

is de warmtecapaciteit van het mengsel:

De drukcorrectie kan afgeleid worden uit de gebruikte toestandsvergelijking: ( lito

3 )

AC p

_2..

_A2 R = 4

B

In (1+h) + A2 A2

(i~~)

(*

~2

h + 2 + hl - - h + - h 13 :B (l+h) A 2 (1 h) - - h (2+h) ---l-h :B l+h

1.5 Viscositeit van het gas

De viscositeit van component i bij temperatuur T en normale druk wordt berekend met: ( lito 8 )

J.Li

=

(TT

o

)

1. 5

')io,

i

( TO +

1.41

Tb,i )

( T

+

1.41 Tb,i )

Voor de viscositeit van het mengsel wordt de volgende correlatie gebruikt:

firn ::

L

Y i

f'-

i (11_{i )} 0.5

L

Yi (l'1i)O.5

De viscositeit van het mengsel bij hoge druk kan geschat worden met behulp van de gegeneraliseerde grafieken van Carr e.a.

( lit.15,p.3-249 ). Hierbij maakt men dan gebruik van de pseudogereduceerde temperatuur en druk van het mengsel:

T = T

/E.y.

T .

, J

l J

l

19

-1.6 Dichtheid van het gas

}~ P

z R T

het gemiddeld molecuulgewicht.

1.1

Prandtl-getal van het gas

Om de gemiddelde waarde _{van prg}

=

CpJi/k in de absorber te bepalen, rlerd eerst de warmtegeleidingscoëfficiënt k van het gas

aan in- en uitgang berekend. De waarden van ki voor elke component bij temperatuur tg zijn afkomstig uit lit.23,p. E-2.

Voor een mengsel van gassen geldt bij benadering ( 0

<

tg

<

80 oe ):

L

_{Yi k i} (N_i

l/

3

L:

Yi (H

i )1!3

Hierop moet nog een kleine correctie voor de druk toegepast

worden ( lit.15, p.' 3-244 ).

Uit de berekening volgt: ( bijlage 12, uitvoer proeraruna Syngas )

- .. --···-·1····--·- - - --- - -- - - · - - -·- --- - - ----;-- --- - -- --1 ! absorber in: absorber uit: ' gemiddeld:

k~ (kJ/m s K) f'.g (kg/m s) C_{pg (kJ/kg} K) 10.2655 10-5 1. 62 10-5 10.6845 10-

5

1.

58 10-

5

2.975

i

2.987 : _ _ _ _ _ _ _ 1 --- -- _._

-De gemiddelde \vaarde van Prg is:

2.98 JE 1.6 10-5

10.475 10-

5

=

0.456

10.475 10- 5

i

1.60 10-5 I

1

__

2.98

. __ .

___

___

1

I

1.8 Schmidt-getal voor NH3 en H20 in het gas

Waarden van de diffusiecoëfficiënten bij 35 oe van NH3 en H20 in resp. H

2 en N2 werden Gevonden in lito 12, 11 5a, p. 542 e.v.

De effectieve diffusiecoëfficiënten van een component A in

r , I , l. J

!

'

L

r ' , l , f '

l'

l r ' r ' ' 1 . 1 • J r-1 I I I I j

,-'

I

l

j 20

-een mengsel van A+B+C kan als volgt benaderd worden:

( lit.15, p.14-4 )

Hieruit volgde voor het gemiddeld gasmengsel in de absorber:

NH

3

:

m

4 = 5

10-

5

m 2

/ s

H20 : ID3

=

5

10- 5 m2/s

Eveneens is voor het gasmengsel bij P=latm en t=35 °C: (bijlage 12)

fLg

=

(149. 0 1 + 151.67 )/2

=

150 micropoise

=

1.5 10-5 kg/ms. fg Mm P 10.~

*

1

₌

_{0.407 kg/m}

3

=

_{z R T 1}

_*

_{0.82057 1€ 308} dus : SC 3 ,4 gem.

=

0.407

1.2

*

10- 5 5 10-5 0.74

, , I L _ r ' I , L _ ( ,

l

,

r ' ,

[

:

r

:

f '

l

.

, ' r -, l J - 21

-2. Fysische eigenschappen van het ammoniak-water mengsel.

2.1 Fugaciteiten

Voor het berekenen van de stofoverdracht op een willekeurige plaats in de absorber is het ook noodzakelijk de fugaciteit

van water en ammoniak in de vloeistoffase te kennen.

Immers, de drijvende kracht voor stofoverdracht van een component is het verschil in de fugaciteit van die component in beide fasen.

Door Guerreri ( lito 7 ) zijn correlaties gegeven die betrekking

hebben op het systeem NH

3-H20-N2-H2 •

De fugaciteit van component i in de vloeistoffase is gedefinieerd

als:

ff -

_,

~ o

f

f ,

P, i

*.Yf,

i

*

xi

Hierin staat f (=film) voor vloeistoffase.

o

ff ,P,i fugaciteit van camp. i bij standaardcondities en bij totale druk P van het systeem. Als de oplossing zich ideaal gedraagt, is f~,P,i gelijk aan de dampspanning Pi van component i bij de temperatuur van het systeem. , / activiteitscoëfficiënt van i in de vloeistoffase.

<f f, i

x. = molfractie van i in de vloeistoffase. ~

In lito 7 wordt f~,P,i/Pi in grafiekvorm weergegeven als functie van P en t voor drukken van 20 tot 200 atm en teLiperaturen van -29 tot 127 oe. De volgende betrekkingen werden hier uit gevonden voor

de door ons gekozen druk van 150 atm

H20 _ff 0 , J. n ,

3

= P3 (1.104 + .0003 077(27-t f))

( oe ₎

NH

3

fO f,P,4 P4 (1.05 + .00341(27-tf)) tf in

De dampspanning vindt men uit de vergelijking van Antoine:

log p! = _{A -} B ( p! in mm Hg )

~ C.+ t ~

met als constanten:

A :B C

H₂0 8.10765 1750.286 235.000

NH3 7.55466 1002.711 247.885

r " I I , L_ r " I , L " r ' I I l r

I

r ' I " , 1"' , -, L , r 1 1 , J

, 1

, J

n

n

r

- 22

-uit verscheidene literatuurgegevens gehaald en gefit in een vergelijking als:

Voor verschillende temperaturen zijn de constanten 1

1 tot en met 14 gegeven: t (OC) 1 1 12 13 14 30 0.11 1. 4800 0.01960 0.8565 50 0.145 1.6860 0.01882 0.8704

Bij de berekening in het computerproBTamma vindt lineaire interpolatie tussen twee temperatuFen plaats.

De activiteitscoëfficiënt van water in de water-ammoniak oplossing is eveneens weergegeven als functie van de molfractie NH

3:

~f,3

=

15 (x

₄

)16

+

1

Voor een vloeistof temperatuur omstreeks 33

°c

is: 15 = -0.23 en 16

=

2.35

2.2 Enthalpie van de vloeistof

Enthalpieën van water-ammoniak mengsels bij verschillende temperaturen zijn te vinden uit het H-X -diagram in Perry.

( lit.15, p.3-158) ( fig. 2, 3 en 4 ).

Voor het bepalen van de warmte (H4) die vrijkomt bij de absorptie van 1 kg HH3 (temp. tg) in vloeistof met samenstelling X en

temperatuur t

f, is het voldoende om de raaklijn aan de curve te trekken door genoemd punt.

Het snijpunt met de as X

4=1 wordt

H4

genoemd. Dan geldt:

H₄

=

_{H 4,g,t} g

H~

- 4

Het snijpunt van die zelfde raaklijn met de as X

4=0 is H,lf-3 H3

=

_{H3 ,g,t g}

- H3

*

waarin H3 _{de hoeveelheid warmte is, nodig om 1 kg H20 te verdampen}

uit genoemde vloeistof. ( zie voorbeeld in fig. 2 )

Voor de aangenomen temperaturen in de absorber ( tg gem.

=

35

°c,

tf

=

35 tot 29

°c )

zijn H3 en H4 uitgerekend met de methode van de kleinste kwadraten en in het programma weergegeven als b/eedegraads-functie van X

l:

: l .

: l:

I .

l . r'

~

l

J

J

n

1

23

-Bij het opstellen van de warmtebalans over het hele proces werd het

H-X -diagram in een gemodificeerde vorm gehanteerd.

In het oorspronkelijke diagram worden voor het niveau waarbij de enthalpie

nul gesteld is verschillende referentietoestanden gebruikt, nl. voor

vloeibaar water bij 0 °c en voor vloeibare ammoniak bij -11 °C.

Aangezien bij de enthalpieberekeningen van de gasmengsels t= 25 oe

en P

=

1 atm als standaardtoestand is aangenomen, werd de schaalverdeling

in het oorspronkelijke H-X-diagram tot ue zelfde standaard toestand

herleid:

3

4 o Standaardenthalpieën ~Hf 298 H20 (G) -57800 kcal/kmol H2 0 (1) -68320

,

,

,

,

NH₃ tG) -11040

, ,

, ,

NH3 (1) -15780

, ,

, ,

-3211.1 kcal/kg -3795.6

, ,

, ,

-649.4

, , ,

,

-928.2

,

, ,

,

De standaardenthalpie van het water-ammoniakmengsel kan nu als functie

van X

3 en X4 worden weergegeven:

(kcal/kg)

Deze rechte is getekend in fig.

3.

De werkelijke enthalpie van een mengsel met temperatuur T en samenstelling X

4

isd~om

vanTde standaardenthalpie van dat mengsel, de

temperatuur-correctie

(~8

Cp,mengsel*dT ) en de mengenthalpie.

'-5

De som van temperatuurcorrectie en mengenthalpie wordt grafisch uit het H-X-diagram bepaald als de afstand op de rechte X=X4 tussen het snijpunt met de standaardentha1pie-lijn en het snijpunt met de isotherm voor temperatuur T.

[

~

r' I

l

,

1 ' j'

j

l . I . , I

I

·

l ,

..

~l

]

n

24

-2.3 Warmtegeleidbaarheid, dichtheid, viscositeit van de vloeistof

Voor de warmtegeleidbaarheid van de film ( kf ) worden waarden gegeven in 1it.ll,V p.227 en lit.12, 11 5,p. 5.

Het is echter nodig een flinke extrapolatie toe te passen naar het vereiste concentratie- en temperatuurgebied, die niet nauwkeurig kan zijn.

De dichtheid van de film ( f f ) is te vinden in lit.20, p. 180. De viscositeit van de film (~f ) is geschat door extrapolatie van gegevens in lit.ll, V p. 20.

I

In het programma voor de berekening van de absorber zijn de volgende grenswaarden gebruikt:

' X 4 k f ff

ff

(k\Ol/m K) (kg/m3) (kg/m s) onder in absorber boven in absorber 0.5 35 , -"-- --.---~---. --0.075 29 0.44 10-3 0.56 10-3 820 10.8 I , 962 8.87

Tenslotte is bij de berekening aangenomen dat kf' ff enJLf evenredig met X

4 veranderen.

10-4

r '

l

~

•

r ' ,l 0 l 0 , , , J

~l

n

n

n

25

-Berekening van de absorptiekolom

3.1 Het model

In dit hoofdstuk wordt een berekeningsmethode gegeven

voor een in tegenstroom werkende natte-wand kolom voor de absorptie bij hoge druk van ammoniak in water of een \"ater-ammoniakoplossing. De methode is blijkens lit.10 succesvol gebleken om de resultaten te beschrijven, die uit metingen aan een pilot-plant verkregen waren.

De absorber bestaat uit een verticale pijpenbundel, omgeven door een mantel waarbinnen koelwater langs schotten stroomt om de ontstane absorptieHarmte af te voeren.

Onder in de absorber stroomt het tot omstreeks 40 oe gekoelde gas uit de synthesereactor binnen, waarin zich ongeveer 10 vol.%

1ffi3 bevindt.

Bovenin de absorber wordt de tot ongeveer 29 oe gekoelde absorptie-vloeistof gelijkmatig over alle verticale buizen verdeeld, om dan

langs de binnenzijde van elke buis als een film naar beneden te stromen.

Aangezien de kolom in tegenstroom werkt, zal de maximaal toelaatbare gassnelheid begrensd word.en door het optreden van 'flooding'.

D~t blijkt echter pas bij zeer hoge Reynolds-getallen op te

treden Co Re₇

>

300 000 ). Maar nog v66r het flooding-point bereikt

5

wordt, blijkt een te hoge gassnelheid reeds aanleidinG te geven

tot het opbreken van de vloeistóffilm langs de "land. Hiermee wordt in het model rekening gehouden door een empirische factor in de berekening te betrekken.

De volgende overwegingen liggen ten grondslag aan het model van de absorber:

a. In alle verticale buizen heersen identieke omstandigheden. Intree-effecten op stof- en warmteoverdrachtscoëfficiënten worden verwaarloosd.

b. Alléén de stofoverdracht van ammoniak en waterdamp wordt in de berekening betrokken. De aanwezigheid van andere componenten in het gas

C

H2' N_{2 ,} Ar ) heeft geen invloed op de stofoverdracht.

I . l .

r'

I .

l , l ,

l

l

J

l

26

-c. De absorber wordt laag voor laag van onder naar boven doorgerekend ( stapgrootte dl ), waarbij de temperatuur en de fysische eigenschappen van gas en film per laag constant en

gelijk aan die onder in de laag verondersteld worden. De berekening van de omstandigheden in een laag ... ,ord t herhaald, tot de warmtebalans over de laag binnen een zekere tolerantie kloppend gekregen is.

~ Er wordt rekening gehouden met het voorkomen van een deel niet bevochtigd oppervlak van de wand, door een bevloeiïngsfac~or f in te voeren. Deze factor blijkt betrokken te kunnen worden op het prodwct van gassnelheid en gasviscositeit aan de ingang van de absorber ( lit.lO, fig. 3 )

~ De snelheid van stofoverdracht wordt volledig bepaald door het transport in de gasfase. Dit is een redelijke veronderstelling bij de heersende hoge druk.

f. De drijvende kracht voor stofoverdracht is het verschil in fugaciteit van een component in gas- en vloeistoffase.

Met de hierna te geven methode worden berekend:

1. de benodigde lengte van de buizen

2. het temperatuur- en concentratieprofiel in de absorber

waarvoor bekend moeten zijn:

1. materiaal- en enthalpiebalans van gas, absorptievloeistof en koelwater over de absorber

2. aantal buizen in de absorber ( n )

3.

inwendige diameter van de buizen ( d )

4.

de druk in de absorber ( P )

5.

de weerstand voor warmteoverdracht van de buiswand en het koelwater ( l/h )

6. een bevloeiïngsfactor ( f )

7.

verschillende fysische constanten van het gas en de film ( zie hiervoor de bijlagen 1 en 2 ).

8. de stapgrootte ( dl )

Aangezien in de hierna te beschrijven procedure tot

7

iteraties per stap kunnen voorkomen, is een CPS/PL I-programma geschreven om de berekening uit te voeren. (Programma ABS, bijlage 13)

I 1 I I L ~ r • I l • r ' r • I

l .

~l

l

n

n

n

r

27

-3.2

De berekening

Er volgt nu een beschrijving aan de hand van het

computer-programma. ( bijlage

13 )

Eerst ,~orden ingelezen: de gegevens die alleen gelden voor de

eerste en onderste laag in de absorber ( N=1, 1=0 ):

de massastromen en temperatuur van het gas dat de absorber

binnenkomt ( Wg(i) en tg ).

de massastromen en de geschatte temperatuur (startwaarde) van de vloeistof die de absorber verlaat ( Wf(i) en tf ).

de temperatuur van het koelwater ( tw ).

Daarna de gegevens die over de hele absorber geldig zijn: de koelwaterstroom ( Ww), die in eerste instantie geschat wordt uit de enthalpiebalans over de gehele kolom.

de overige, bovengenoemde, waarden nr. 2

t/m

8.

Dan worden voor elke laag afzonderlijk de volgende berekeningen

uitgevoerd, steeds betrokken op de omstandigheden die onder in de laag heersen:

~ de dikte van de vloeistoffilm tegen de wand:

b

=

~3fLf

SW f

\1/3

rPf

g nnd

fJ

( m )

( vergelijking voor laminaire stroming: Ref

<

1000 - 2000 )

~ het totale wandoppervlak van alle buizen in een laag:

Ao = n TC d dl

en het totale oppervlak van hun doorsneden:

~ _{de fugaciteit van H20 en NH3 in het gas m.b.v. een}

toestands-vergelijking ( zie hiervoor Eijlage 1.2 ):

fg,3 en fg,4 ( atm )

~ de dichtheid van het gas:

f

g

=

y~ p /( z R T ) ( kg/m

3 )

~ de snelheid van het gas:

. , -, . l • i ! [ '

I

I

I

1['

1 i l

r-i

'

I'

l

t ' I J I-{ Î' , I I, ! I I. _ , J

1

l J - 28

-~ het Reynolds-getal van het gas:

~ een getal van Colburn voor stof- èn warmteoverdracht:

J = 0.0007 + 0.0625/(Reg)0.32 .

8. de warmteoverdrachtscoëfficiënt tussen gas en vloeistoffilm:

( kW/m2 K )

2.!..

de .... ,armteoverdrachtscoëfficiënt ( heg) tussen gas en

koelwater ( dus op de plaatsen waar de film onderbroken is ).

( m2 K/kW )

l/h is samengesteld uit de v!armte\-leerstanden van de

wand ( x/k ), de vuillaag ( l/hd ) en het koelw_{ater ( d/n hH ).}

x wanddikte van een buis = (D-d)/2 (m)

k :: warmte geleidbaarheid van staal

l/hd

=

'fouling factor' van koelwater

0.05 kl-I/m

K-=

0.5 m2 K/kW

hw

=

warmteoverdrachtscoëff. naar koelHater (hier constant

verondersteld) = 2.25 kW/m 2 K

10. de stofoverdrachtscoëfficiënt voor ammoniak en water tussen

gas en film: Ki = Ad waarin: Pi = Pfi :: J _{Svl g} (SCi)0.6

7

_{Pi Hm} Pfi

-

Pgi

In

p - Pgi P - Pfi partiaalspanning die in evenwicht ( atm )

van NH3 resp. H20 in de gasfase, is met vloeistofoppervlak bij tf'

Pgi :: partiaalspanning in de gasfase

=

Yi P.

Er wordt in het prograr:lma gerekend met Pinert als een gemiddelde

voor Pi, welke slechts een variatie vertoont van

5%.

Bovendien is hier SC3 gelijk aan SC4' zodat met één waarde voor K volstaan kan worden.

r' ; I L.

r '

l.

r'

l .

r '

l .

f1

n

I I l )

('

I

29

-11. Reynolds-getal van de film:

Re f = 4 SVf /( n TC d f f-f )

12. de warmteoverdrachtscoêfficiênt voor warmtetransport door de vloeistoffilm:

-1/3

Ref ( kW/m2 K )

( de vergelijking geldt voor laminaire stroming met oppervlakte-rimpels , dus bij Ref

<

2000 ).

~ de warmteoverdrachtscoêfficiënt ( hef ) tussen film en koehTater:

I/hef = I/hf + l/h

De volgende reeks berekeningen wordt uitgevoerd met een in eerste instantie geschatte waarde van tf.

~ de fugaciteit van _H20 en NH

3 in de film ( zie Bijlage 2.1 ):

ff,3 en ff,4 ( atm ) .

~ de hoeveelheid warmte die overgedragen ,wrdt van het gas naar de film:

( k\v )

16. het stof transport van gas naar film (of omgekeerd) voor component i :

( kg/s )

~ de hoeveelheid warmte die hierdoor ontstaat in de film, (posi tief

=

absorptie;varmte, negatief

=

verdampings\varmte):

( kW )

Voor Hi ( kcal/kg) zie Bijlage 2.2

18. de totale warmtestroom naar de film is dus:

1 I l _ I •

[l

r1

n

r

! 30

-~ de totale .,armtestroom vanuit de film naar het koehmter is:

( kW )

20. Indien (Qtoe-Qfw) binnen een zekere marge ( 0.01 kW ) niet

aan elkaar gelijk zijn, klopt de balans niet en wordt een

nieuvle filmtemperatuur gekozen.

De berekeningen 14

tlm

20 worden dan herhaald met steeds

een nieuwe tf' totdat de enthalpiebalans (en daarmee de

stofbalans) over een laag klopt.

De berekende waarden die van belang zijn verschijnen in de uitvoer, en het programma begint te rekenen aan de volgende laag in de absorber.

Eerst vindt echter de berekening plaats van de nieuwe temperaturen en samenstellingen in de volgende laag: 21. warmtestroom van gas naar koelwater:

Q _g.l = he _g (~-t) _{g w} A (l-f)

0 ( kW )

totale warmtestroom naar koelwater in de vorige laag is dus:

d~v

=

Qfw + Qgw

temperatuurverandering van het koehrater:

dt _w

=

dQ _w 4.19 W _w

22. nieuwe temperatuur koel'..;ater wordt:

t'

_w

=

t

_w + dt _w

~ nieuwe temperatuur van het gas wordt:

t' :::

_g t _g Qgf _C + _SW Qgw

pg g

24. nieuwe massastromen van gas en film .. orden:

W'

= VI gti

-

dW.

)

g, i ;).. _{alleen voor} i=3 en i=4

Wl: .

= Vl f . _ d'tl. ,J. ,1 1 ( kW ) ( kg/s )

L

[

:

r

-l _

i .

l.

~l

n

n

- 31

-Van elke laag komen de volgende berekende waarden in de uitvoer:

- N

het nummer van de laag

- 1 de lengte vanaf de onderkant van de buizen (m)

- tg, tf' tw de temperaturen van resp. gas, film en koelwater

(Oe)

- Y3' Y4 de molfracties in de gasfase van water en ammoniak

- X₄ de gewichtsfractie ammoniak in de film

- dQw de \\'armtestroom naar het koelwater (k\v)

- dW3' dW4 de hoeveelheid water en ammoniak die overgedragen

- f _{g3 , ff3} - f g4' ffLt - m, mm

wordt (kg/s)

de fugaciteit van het water in resp. gas en film (atm)

de fugaciteit van de ammoniak in gas en film (atm)

het aantal iteraties dat nodig was bij de berekening

van respectievelijk z en tf.

Bovendien wordt allereerst de berekende gassnelheid aan de ingang

van de pijpenbundel in de onderste laag uitgevoerd ( vg(in) ), teneinde te kunnen nagaan of de waarde van bevochtigingsfactor f

eventueel veranderd moet worden.

Uit de vele mogelijkheden van een eventuele uitvoeringsvorm van de

absorber die met het programma ABS berekend kunnen worden, is de

volgende gekozen (bijlage 13.1):

aantal buizen n 7500

inw. diameter d 25 mm = 0.025 m

Hierbij is de gassnelheid onderin ongeveer 0.77 mis, waarbij dan een

bevochtigd oppervlak van 90

%

is aangenomen (f=0.9).

Bij het doorrekenen van dit type met een stapgrootte van 0.25 m blijkt de benodigde lengte om een NH

3-concentratie van 0.5 vol.% (Y4=.005)

in het gas te verkrijgen 12.40 m te zijn.

Indien een stapgrootte van 1.0 m wordt genomen (zie 13.2), blijkt de

benodigde lengte 11.56 m te zijn; een afwijking van -6.8

%.

Ter vergelijking met 13.2 is in de nrs. 13.3 t/m 13.8 de zelfde

absorber uitgerekend, met telkens één variabele veranderd.

In de nrs. 13.9 en 13.10 is een andere buisdiameter genomen, maar het aantal buizen zodanig gekozen dat de gassnelheid onderin gelijk

gebleven is, zodat met een zelfde factor f=0.9 gerekend kon worden.

Op de volgende bladzijde wordt een overzicht gegeven van de uitgevoerde

r' I1

,l .

I-,

! I I i I, I I

!

r ; i , Gekozen variabelen: n

=

7500 d = 0.025 m

e

_pg = 2.98 kJ/kg K 32 -dl

=

1.0 m prg

=

0.456 f

=

0.9 nr. : veranderde variabele(n): 13.2 13.3 f

₌

0.8 13.4 f

₌

0.7 13.5 f

₌

1.0 13.6 Wvl = 1500 kg/s 13.7 l/h

₌

1.1 m K/kW 2 13.8 _{SC g}

₌

1.0 13.9 d = 0.02 m n = 11800 13.10 d

₌

0.03 m n

₌

5200 Ww

=

1250 kg/s l/h =0.9 m2

K/lcw

SC g

=

0.74 Pinert = 147 atm

berekende lengte voor Y4

=

.005

11.56 m 13.04 m 15.06 m 10.24 m 11.43 m 11.65 m 14.08 m 8.40 m 14.73 m

Uit deze berekeningen blijkt dat een verandering van de parameters die de stofoverdracht beinvloeden de grootste invloed heeft op de benodigde lengte van de buizen. Vooral de grootte van het beschikbare

oppervlak van de vloeistoffilm is belangrijk. Er moet dus een groot

aantal buizen van kleine diameter gebruikt worden om de totale lengte

van de pijpenbundel niet excessief groot te laten zijn.

3.3 De uitvoering

In figuur

5

en

6

zijn de concentratie- en fugaciteitsprofielen

van de absorber volgens berekening 13.1 grafisch vleergegeven.

Te zien valt dat de grootste stofoverdracht plaatsvindt in de onderste lagen, \Vaar het fugaciteitsverschil het grootste is.

In de praktijk zal een veel hogere .ammoniakconcentratie in de

absorptie-vloeistof bereikt kunnen worden dan de aangenomen 50 gew.%.

Om het fugaciteitsverschil in de bovenste lagen wat groter te maken,

~n om het watergehalte van het gas zo laag mogelijk te houden, zal

men daar de temperatuur van de film laag willen houden. Dit kan bijv. door de koelwatermantel in verschillende delen te splitsen en het koelwater in de bovenste sectie in tegenstroom met het gas te

laten stromen. In de onderste sectie van de kolom zou de

koelwater-temperatuur veel hoger mogen oplopen (tot 40 oe), zodat minder koelwater

nodig is; het teveel aan vlaterdamp dat daardoor in het gas terecht komt zal boven in de kolom weer kunnen condenseren.

r '

L

[

:

r '

l.

r'

l.

r ' I

I

"

n

n

n

n

33

-Dit opsplitsen van de absorber in verschillende delen (bijv. 3 x 5 m)

zal in de praktijk toch moeten gebeuren, omdat men dan met gangbare

buislengten kan i·[erken èn omdat dan steeds een herverdeling van de naar beneden stromende vloeistof over de buizen kan plaatsvinden.

Als de absorptiekolom nl. maar iets uit het lood staat zal dit een

flinke invloed hebben op de bevloeiïngsfactor.

Door de geringe diameter van de buizen kunnen deze betrekkelijk

dunwandig zijn om een druk van 150 atm te weerstaan; de pijpenplaten waarin de buizen gelast zitten en de flensverbindingen hiertussen zullen meer problemen geven i.v.m. de grote diameters hiervan.

Indien nl. 7500 buizen van 25 x 34 mm toegepast worden in driehoek

opstelling met een (kleinst mogelijke) steek van 40 rum, zal de diameter

van de pijpenbundel ongeveer 3.5 m bedragen. ( lito 21, p. Pa7 )

Om een goede verdeling van de absorptievloeistof over alle buizen

boven in de kolom te krijgen, worden deze aan de uiteinden voorzien

van kleine gaten in de wand of van speciale vloeistofverdelers;

./ , ; r .

i

j

l

. •

'

j , !

Ir

'

I !

I

[

~

i

I'

f

J

r

_I

l

II

j

r:

.' "

n

l

j I ' I , , - 34 -4. De warmtewisselaar H1. 4.1 Inleiding

In warmtewisselaar H1 wordt het watergehalte in het

recyclegas van ongeveer 350 ppm teruggebracht tot 50 ppm

( lit.14 ). Daartoe wordt het recyclegas langs de buitenzijde

van de pijpen door de warmtewisselaar geleid. Het gas ondergaat

daarbij een afkoeling van 30 oe tot -18 oe ( lito 14 geeft een

temperatuur tussen -15 oe en -20 oe aan), waardoor partiële

condensatie optreedt.

De samenstelling van het condensaat is een enigszins arbitraire

zaak. Zelfs indien slechts water zou condenseren, zou bij het

bereiken van volledig evenwicht tussen gas- en vloeistoffase

( in dat geval moeten de fugaciteiten van water in beide fasen

aan elkaar gelijk zijn ) de evenwichtsconcentratie van water

in de gasfase niet meer dan 22 ppm bedragen. Blijkbaar treedt

er geen evenwicht op tussen beide fasen en dientengevolge is

het niet mogelijk de samenstelling van het condensaat te

bere-kenen. Mede door interpretatie van figuur 3 werden de volgende

gewichtsfrakties voor het condensaat vastgesteld: X

3

= .5 en

X

₄

=

.5

strikt genomen houdt bovenstaande natuurlijk in dat in de

warmtewisselaar faseovergang plaatsvindt van gasfase naar

vloeistoffase, waarbij de vrijkomende condensatiewarmte bepalend

zou kunnen zijn voor de dimensionering van de apparatuur. Voor

de berekening van de apparatuur zou dit tevens met zich mee-brengen dat met de vorming van een condensaatfilm aan de

buitenzijde van de pijpen rekening gehouden moet worden. Er

zijn echter een aantal argumenten die het rechtvaardigen de

berekening uit te voeren als zou er geen faseovergang

plaats-vinden:

a) de kortdensaatstroom is zeer gering ten opzichte van de

gasstroom, resp • • 175 kg/s en ongeveer 153.8 kg/se Mede

door het grote warmtewisselend oppervlak is het zeer

I 1 L _ j r ' : l ..

ü~

d'

ir'

35

-nemelijk dat in plaats van filmcondensatie druppelcondensatie

optreedt.

b) door de tamelijk hoge gassnelheid om de pijpen is het te

verwachten, dat de condensaatdruppels met de gasstroom

zullen worden meegevoerd, zodat de werkelijke scheiding in

gas- en vloeistoffasepas in cycloon M2 plaatsvindt.

c) de condensatiewarmte blijkt klein te zijn ten opzichte van

de totaal uit te wisselen hoeveelheid warmte. Met behulp

van het computorprogramma Syngas ( zie bijlage

12 )

kan

namelijk worden berekend dat warmtestroom 5 in het geval

dat er geen condensatie zou optreden

-25739.5

kW bedraagt.

In bet geval dat er wel condensatie optreedt is warmtestroom

5

echter

-

2

6082.2

kW. De condensatiewarmte bedraagt dus

slechts

347.2

kW hetgeen ten opzichte van een totaal uit te

wisselen warmte hoeveelheid van

23029.5

kW klein te noemen is.

4.2

Berekening ( lito

16,

21,

22 )

t

=

30

oe

H

=

-19.83

kJ/kg

<P

_w

=

-3052.7

kW t

=

-18

oe

H

=

-169.46

kJ/kg

cp

=

-26082.2

kW w ~~

5

H1

13

t

=

18.66

oe j~

H

=

-145.54

kJ/kg ~ _w

=

-23205.2

kW ~~ t

=

-28.12

oe

H

=

-289.98

kJ/kg

cp

=

-46234.7

kW w

12

Met behulp van de gegeven druk, temperatuur en samenstelling

wordt de enthalpie van stroom 4 via het computerprogramma

Syngas berekend in kJ/kg. Vermenigvuldiging met de massastroom

'r ' ~

I

; \ ' l .

I

L

!

r

-I

-I

H

-1

I

[ .

j . j

I

[

:

!

: r . 11 ; I 11 I j ! f • !

:

i

'

.

1 r ' l' I,

L

-n

I

l )

I

~l

~

36

-dezelfde procedure gehanteerd met dit verschil, dat de

temperatuur van t=-18 oe aangenomen is ( ,zie bovenstaande

inleiding 4.1 ). Het verschil tussen uitgaande stroom 5 en

ingaande stroom 4 is de hoeveelheid warmte die per tijdseenheid

in de warmtewisselaar moet worden overgedragen ( -23029.5 kW).

stroom 5 wordt na het doorlopen van achtereenvolgens cycloon M2,

injecteurlVI3 en cycloon lVI4 opnieuw teruggeleid naar

warmte-wisselaar H1. In bijlage 5 wordt berekend, dat <Pw= -46234.7 kW

voor stroom 12. Uit deze waarde kan de bijbehorende enthalpie worden bepaald, hetgeen na enige iteraties met behulp van het computerprogramma Syngas leidt tot een temperatuur t=-28.12 oe

voor stroom 12. In de warmtewisselaar H1 moet +23029.5 kW

worden opgenomen, hetgeen voor stroom 13 leidt tot <Pw= -3052.7 kW.

Uit de laatste waarde kan wederom de enthalpie worden bepaald met de daarbij behorende temperatuur.

In bovenstaande figuur worden voor de stromen 4,5,12,13 de

bijbehorende temp'eraturen, enthalpfën en warmtestromen in

getalwaarde weergegeven.

Nu de temperaturen van de ingaande en uitgaande gasstromen

bekend zijn, wordt getracht de warmtewisslaar H1 zodanig te

dimensioneren, dat voldaan wordt aan de algemeen geldende formule bij de berekening van warmtewisselaars, met daarbij

de opmerking dat het warmtewisselend oppervlak 10 tot 3CY%

wordt overgedimensioneerd ten opzichte van het uit

onder-staande formule berekende oppervlak

waarin

cp

= hoeveelheid warmte die per tijdseenheid moet worden

w

overgedragen uitgedrukt in kW = 23029.5 kW

U = totale warmteoverdrachtscoëfficiënt in kW/(m2. K)

betrokken op de buitenzijde van de pijpen

A = totaal warmteuitwisselend oppervlak betrokken op

L, ! r " "' . ( . l . i

r '

: l . :! . , 1 r ' j : l ) I , 1 r l I !

r

Ir"'

'

i

I ,

,

I

J J

~

I

f

1

j

n

!

l

n

1 ( J

I

r.

y

-

3

7

-logar i tmi sch temperatuurgemiddelde voor zuivere gelijk- of tegenstroomwarmtewisselaars in oe

=

correctiefactor voor (~T)ln voor warmtewisselaars met meerdere lIshellIl en IItube passesll

Elk van de hierboven geno"emde grootheden worden nu acbter-eenvolgens berekend of bepaald:

•

(DT) In =

=

11.34-10.12 In

(~

6:

;~

)

=

10.72 oe

Y wordt bepaald uit lit.16, fig 10.7b , waarin Y wordt weergegeven als functie van de dimensieloze parameters

X

en

Z.

en

Voor een warmtewisselaar met

4

"shell passes" en 8 "tube passes", hetgeen voorgesteld kan worden als 4 in serie geschakelde warmtewisselaars met 1 "shell passll _en

2 IItube passesll_{, wordt Y}

=

_{.8 gevonden.}

N.B. de indices, die bij de temperaturen t behoren,komen overeen met de betrokken stroomnummers van de

gasstromen.

Met bovenstaande gegevens wordt het product U.A

=

2685

kWIK

berekend. De afzonderlijke grootheden U en A zijn beiden sterk afhankelijk van de dimensionering van de apparatu~r.

Na enig experimenteren werd gekozen voor warmtewisselaars met 4 "shell passes" en 8 "tube passesll

, waarvan er een zestal

parallel geschakeld worden. De totale opstelling bestaat dus

uit 24 eenheden, die volgens het 1 lIshelI pass" en 2 IItube passes" principe met vaste pijpenplaten uitgevoerd moeten worden en