De produktie van propyleenglycomonomethylether uit methanol en propeenoxide

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

Nr:

2626

Laboratorium voor Chemische Technologie

Verslag behorende

bij het fabrieksvoorontwerp

van

M. de Wind, P.G.J. van der Wel

onderwerp:

De produktie van propyleenglycolmonomethylether

uit methanol en propeenoxide

... -... -_··· .. ····-···l··· .. ·· .. · .. ·

adres: Raamstraat 41, Delft opdrachtdatum: 10-2-85 verslagdatum: 10-6-85

•

•

•

I

.

•

•

•

•

I

·

•

DE PRODUKTIE VAN PROPYLEENGLYCOLMONONiETHYLETHER

UIT

METHANOL

EN PROPEENOXIDE

Opdracht

Verslag

10 februari 1985

10 juni 1985

P.G.J.

van der Wel

van Hasseltlaan 613

2625 JL Delft

M.

de Wind

Raamstraat

41

2613 RW Delft

•

•

•

•

I I I

i

.

•

•

•

•

•

•

I Inhoudsopgave pag. 11 Samenvatting 111 Konklusie

3

4 5 6 8 IV Inleiding

V Uitgangspunten voor het ontwerp VI Beschrijving van het proces

VII Proceskondities

9

VIII Apparatuur 1 2 IX X XI XII de reaktor R3 12 verdamper V9

15

de warmtewisselaars 16 de scheidingskolommen 17 Massa- en warmtebalans 18

Overzicht specifikatie apparatuur 25

Symbolenlijst 30

Literatuuroverzicht 32

Bijlagen:

A fysische konet anten

B berekening van warmtewisselaars everdamper V9

D reaktor R3

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

IJ

Sam

envattin

g

Propyleenglycolmonomethylether wordt geproduceerd in

een

vloeistoffasereaktie van methanol en propeenoxide

met

NaOH als katalysator.

Deze exotherme reaktie vindt

p

la

a

t

s

in een mee

s

troom-

gekoelde

bui2',enreaktor bij

een temperatuur

van

go

tot 140 oe en een druk van circa

8

bar.

Methanol

is hierbij in t

"

weemaal overmaat

aan-wezig.

De reaktieomstandigheden zijn zo gekozen dat

de tempera

,

tuur niet te hoog kan oplopen en de

selek-tiviteit maximaal i

s

.

Om de katalysator uit de produktstroom te verwijderen

moet

deze

in zijn

geheel worden

verdampt. Twee

scheidingskolommen

zor

g

en voor de scheiding van

produkten

en overmaat methanol en vervol

g

ens voor de

s

cheidin

e;

onder verla

ag

de druk van het hoofdprodu..'k:t

en het dimere bijprodukt.

Bij

7000 produKtieuren per ja

a

r wordt uit 11.

00

0 ton

me

thanol, 20.000 ton

propeenoxide

en 400 ton

NaOR

30.000

ton van ele

glycol

ether

gemaakt.

Daarnaast

ont

s

t

a.a

t nog 1.100 ton dimeer en een afvalstroom van

450

ton best

aa

nde uit

NaOH

en een kleine hoeveelheid.

zwaard.

ere vol

gp

rodukt en.

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

111 Konklusie

Het produkt propyleenelycolmonomethylether (PGME) kan goed het veel toeeepaste ethyleenglycolmonomethylether

vervangen. De produktie van deze stoffen geschied in een gelijksoortig proces waarbij men respektievelijk

propeenoxide en etheenoxide met methanol laat reageren. In het geval van PGME i s echter een katal ysator nodig die behalve de reaktie sneller la8,t verlopen ook het optreden van een nevenreaktie tegeneaat.

Wanneer men de reaktie laat verlopen in een buizenreaktor met meestroom koeling, tweemaal overmaat methanol en

een ingangstemperatuur van 900

e

i s de selektiviteit

ten opzichte van di- en trimere volgprod'LLKten

---maximaal en i s de konversi e van propeenoxide vrijwel 100%.

De katalysator, zonder welke het proces niet kan worden

uitgevoerd, vormt het grootste probleem. Het na de reaktor

weer ver\vijderen uit de processtroom van het meestal toegepaste NaOr: is niet eenvoudi g en ekonomisch zeer

onaantrekkelijk. De hier gekozen methode, waarbij de

..J' gehele processtroom moet worden verdampt, is zeker

I!'

...

l i l I niet ideaal. Nader onderzoek zou zich moeten richten

''t-/'',~

I, Ili op een aantal alternatieven: het niet verwijderen " ' \

't') .. ,'

maar eventueel slechts neutraliseren van het loog

'.

rf

waarbij dus een minder zmiver produkt ontstaat, het toepassen van een geïmmobiliseerde katalysator of ionenwisselaar of het toepassen van zure katalyse waarbij twee isomere produkten worden gevormd. Een

nadeel is steeds dat er in de literatuur zeer weinig bekend is over dit specifieke vloeistofmengsel.

Per jaar kan uit 11.000 ton methanol en 20.000 ton

propeenoxiàe 30.000 ton PGME gemE~akt worden. Hiervoor

i s dan 400 ton NaOH nodig. Als volgprodukt ontstaat ook 1.100 ton dimeer en bovendien bevat de afvalstroom

naast NaOH nog een kleine hoeveelheid trimeer.

I

I

I I I

•

•

•

•

•

•

•

•

•

i

.

•

IV Inleiding L Ir,!

Onlangs i s bekend geworden dat de MAC-waarde van \ 0

r"

ethyleenglycolmonomethylether aanzienlijk is verlaagd~ Omdat deze glycol ether veel al wordt toegepast als

smeermiddel in de levensmiddelenindustrie en als component van lakken, antivriesmiddelen en hydraulische vloeistoffen

(2,19) is het wenselijk geacht dat er wordt omgezien naar een gel ijkwaardi g maar minder toxisch produkt.

Een volwaardig alternatief blijkt het propyleenglycol-monomethylether (PGME) te zijn. Deze verbinding heeft

een MAC-waarde van 100 ppm (14) en kan met succes

worden toegepast in bovengenoemde gebruiksgevallen.

Voorts vJOrd.t deze propyleenglycolether gebruikt als

weekmaker, oplosmiddel voor kleurstoffen, inkt en insekticiden, component in koelmiddelen, anti-walm in dies elbrandstof en als anti-ijs in kerosine (2,19). In zuivere vorm i s PGlVIE een visceuze, kleurloze

vloeistof die kan worden omschreven als een "niet-vette

olie" (14).

Op industrie'éle schaal wordt PGTI'JE geproduceerd uit

propeenoxide en methanol (2,3,18,20,21) volgens

vergelijking -1- :

In de westerse wereld werd in 1980 2,8 miljoen ton

propeenoxide geproduceerd (17), hiervan werd circa 2%, of terwijl 56.000 ton,(2) tot glycolether verwerkt. In dat zelfde jaar werd van de ethyleenglycolether nog 137.000 ton gemaakt (15). Ongeveer de helft daarvan,

70.000 ton, kan vervangen worden door de

propyleenglycol-ether.

5

-1-•

•

v

i I

:

.

•

•

•

•

•

•

•

•

•

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

-Uitgangspunten voor het ontwerp

Uit de inleiding blijkt dat er voor PGME een potentie·éle markt bestaat van zeker 100.000 ton per jaar. Een

redelijke capaciteit voor de te ontwerpen fabriek is bijvoorbeeld 30.000 ton per jaar. Bij 7000 produktie-uren per jaar betekent dit 1,2 kg/se

Pecorini en Banchero

(3)

noemen de volgende specifi-caties voor de grondstoffen:

propeenoxide : maximaal 1% water

synthetische methanol : minimaal

99,

8

5

%

methanol maximaal 0,03% aceton. Daarnaast wordt als eis gesteld dat het produkt PGME voor minstens

99%

zuiver moet zijn.

In bijlage A zijn de fysische gegevens van de gebruikte stoffen en gevormde produlden weergegeven. Deze bijlage bevat een aparte tabel van dampspanningen van de stoffen bij diverse temperaturen. Tevens wordt aandacht

besteed aan enige korrosieaspekten.

•

•

'

.

•

•

•

Figuur 1 processchema

•

_~

_~

./"--:- ç:: ~.~

i

I~

I_~

ETHANOL aOHC.) VI

PROPYLEENGLYCOLMONOMETHYLETHER

Slroomnumme,..

D

TQmp4rO~uur in oe

o

Abcolul .. druk In bar

•

•

~

•

•

PGHE= Propyleenglycolmonomelhylelher Vl NaOH OPLOSTANK DPGHEa Dlpropyleenglycolmonomelhylelher M2 _{MENGER VAN DE}

VOEDING

l

1

~

~

-J

Sloom DPGME

EN METHANOL

P.G. van der W.,I

M. d .. Wind Fabrieksvooronlwerp No 2626 Apr I I 1985 R3 MEESTROOM GEKOEL-DE BUIZENREACTOR H4 VERI-lARMER VAN DE VOEDING P5 VOEDINGSPOMP P6 VOEDINGSPOMP H7 VERWARMER VAN DE VOEDING PB POMP V9 VERDAMPERVAT MlO FILTER Pll CIRCULATIEPOMP H12 VERDAMPER Tl3 DESTILLATIEKOLOM (METHANOL -PRODUCTEN) H14 REBOILER P15 POMP H16 TOPCONDENSER V17 TOPACCUMULATOR T1B DESTILLATIEKOLOM (PGME - DPGME) H19 REBOILER H20 TOPCONDENSER P2l POMP V22 TOPACCUMULATOR

•

I

.

•

•

,

e

•

•

•

•

•

•

!

.

I

VI Beschrijving van het proces

Aan de hand van het hiernaast afgebeelde processchema wordt het produktieproces van

propyleenglycolmonomethyl-ether beschreven.

De grondstoffen methanol en propeenoxide worden gemengd

in menger M2 en dan verpompt naar hogere druz zodat de

)

reaktorinhoud bij hogere temperatuur nog vloeibaar blijft. Voor de reaktie wordt de reaktantenstroom

verwarmd en vindt bijmenging plaats van de in methanol opgeloste katalysator NaOH.

Na de reaktor R3 wordt het NaOH uit de processtroom verwijderd door de overige componenten te verdampen in verdamper V9.

De ingedikte NaOH-brij onder uit de verdamper wordt

gefiltreerd met filter M10. Een gedeelte van het residu

wordt gespuid om zodoende ophoping van zware volg-produkten en eventuele vervuiling te voorkomen.

Wanneer de produkten de verdamper gepasseerd zijn, wordt in destillatiekolom T13 de overmaat methanol en het restje propeenoxide gescheiden van het

propyleen-glycolmonomethylether en het belangrijkste volgprodukt dipropyleenglycolmonomethylether. De onomgezette

grondstoffen worden opnieuw het proces ingevoerd via recycleleiding 3.

Tenslotte wordt in destillatiekolom T18 onder verlaagde druk het hoofdprodukt PGME gescheiden van het dimeer.

De reaktor heeft een zekere benodigde verblijf tijd.

Het is dus niet mogelijk meer te produceren dan waarvoor

de reaktor ontworpen is. 'De produktie kan echter wel

worden verminderd w&arbij dan een gedeelte van de

reaktor niet nuttig is. Dit kan er wel toe leiden

dat het proces iets minder rendabel wordt doordat iets

\

, meer volgprodukten worden gevormd. De destillatiekolommen

kunnen worden teruggenomen tot circa 60'fo •

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

VII Procescondities

Bij de reaktie Vél.n propeenoxide en methanol kunnen twee produkten ontstaan:

H 3C-CH-CHI 20 , + H3COH ~ H3C-C,H-CH20-CH3 OH H 3C-CH-CH

°

+ H3COH ~ H3

C-b

H-CH 20H ( 2, -CH

3

Er ontstaat dus een primaire of een secundaire alkohol. Deze beide stoffen schelen zoveel in eigenschappen dat

de prodw{tie van een mengsel ervan niet gewenst is. De reaktie kan zowel zuur- als basegekatalyseerd worden. Past men een basische katalysator toe dan verloopt alleen reaktie -1-. In geval van zure katalyse verlopen beide reakties in gelijke mate (3,4,18,23). Het toepassen van een basische katalysator ligt dus voor de hand.

Naast bovenstaande reakties kunnen nog volgreakties optreden waarbij steeds een molekuul propeenoxide aan een vrije hydroxylgroep addeert:

-1-

-2-H_{3CO-CH 2- yHOH} + H3C-rH-CH2? ~ H3CO-CH2-yHO-CH2-fHOH -3-CH 3 CH3 CH3

°

f in het algemeen: H3C(OCH2-fH)n_10H + H 3C-rH- CH 29 ~ H3C(OCH 2-fH)nOH CH

₃

~3

De gevormde produkten worden afhankelijk van n di- of

tri-propyleenglycolmonomethylether genoemd (DPGME, TPGME) ó

-4-Als katalysator wordt meestal natronloog gebruikt (2,3 4,22). Dit is de meest voor de hand liggende en goedkoopste

-Pecorini en Banchero (3) leiden uit een groot aantal experimenten de volgende reaktiesnelheidsvergelijkingen af voor -1- en -3- : -r 1 3,24.1015

=

0 .exp(-74500!RT).CNaOH·Cpropox·Cmeth/Ctot jgem -5-9

I

I

·

I

.

•

•

•

•

•

",

•

•

•

•

Zij leiden hierbij een reaktiemechanisme af en komen tot de conclusie dat de reakties -1- en

-3-

als volledig irreversibel kunnen worden beschouwd.

Het is Pecorini en Banchero niet gelw{t de snelheid van vergelijking

-4-

met n=3 (de vorming van TPGME) goed te meten. Bij berekeningen wordt daarom aangenomen dat:

Waarbij k

1,k2 en k3 de reaktiesnelheidskonstantes zlJn voor de reakties volgens

-4-

met n=1,2,3 respektievelijk.

Het blijkt dus dat de reaktiesnelheid recht evenredig is met de concentratie NaOH. Voegt men echter geen NaOH toe dan wordt nog een zeer kleine vorming van PGME

gemeten. De ongekatalyseerde reaktie verloopt volgens:

-r o

2,52.1010

=

~

oexp(-70700/RT).Cpropox·Cmetrr!Ctot gem

In het algemeen wordt enkele gew.% NaOH gebruikt

(2,3,

4,22).Een hogere concentratie kan leiden tot ongewenste nevenprodukten. Vergelijkt men de vergelijkingen

-5-

en

-7-

dan blijkt dat bij 1 gew.% NaOH en 1000C de

gekatalyseerde reàktie circa duizend maal sneller is dan

~

de ongekatalyseerde. Uit (3) blijkt dat de ongekataly-seerde reaktie bij meer dan 0,0-1% NaOH verwaarloosd mag worden.

De bovenstaande vergelijkingen geven ook aan hoe de selektiviteit kan worden vergroot. Ten eerste door het toepassen van een overmaat methanol ten opzichte van

propeenoxide zodat de concentratie propeenoxide relatief lager is en dus de volgreakties worden

onderdrukt. Ten tweede door de keuze van de temperatuur. Door de hogere aktiveringsenergie wordt de hoofdreaktie relatief sneller ten opzichte van de volgreakties bij een hogere temperatuur.

10

-8-•

•

j

.

I

•

I

•

•

•

•

I I

•

•

De temperatuur is echter .aan een maximum gebonden. Bij temperaturen hoger dan

150

0

C

kunnen zich ongewenste volgprodukten vormen (polyethers). De temperatuur moet

dus zo hoog mogelijk zijn maar mag zeker niet boven

150

0

C

komen.

De standaardreaktiewarmte van -1- kan eenvoudig uit de vormingswarmtes worden afgeleid:

0

6H

f (PGME) - bH;(meth) - 6H~( propox)

\.,!.vA

Cd-Ir =

=

-105,3

-57,1

-29,0

~

-19,2

~

mOl

Een groot deel van de warmte die ontstaat moet worden afgevoerd gezien de eisen die aan de temperatuur gesteld zijn.

Bij de genoemde temperaturen zal het vloeibaar h6uden van het reaktiemengsel een verhoogde druk met zich meebrengen. Voor de berekening van deze druk wordt verwezen naar bijlage D.

11

-9-•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

VIII Apparatuur De reaktor R

3

Bij het ontwerp van de reaktor is een uitgangspunt dat de temperatuur niet te hoog mag oplopen. De warmte die ontstaat bij de exotherme reaktie moet dus goed kunnen worden afgevoerd.

Daarnaast moeten zo min mogelijk volgprodukten gevormd worden (DPGME en TPGME) en dus moet de selektiviteit hoog zijn.

In een buizenreaktor kan aan deze beide eisen zo goed mogelijk worden voldaan (7) : een groot warmtewisselend vermogen (oppervlak) en propstroomkarakter. Dit laatste zorgt ervoor dat de concentratie PGME als het ware zo lang mogelijk laag blijft zodat de snelheid van de

volgreakties ook laag blijft. Een dergelijk type reaktor wordt dan ook industrieel toegepast (20).

De selektiviteit kan zoals vermeld ook nog worden verbeterd met een overmaat methanol en door de tempera-tuur te laten oplopen tot in de buurt van het toegestane maximum (150oe).

In de praktijk wordt toegepast temperaturen van 40 tot 1400

e

en 2 tot 15 maal overmaat methanol ten opzichte van propeenoxide. NaOH wordt toegevoegd in enkele gewichtsprocenten (2,3,4,18,20,21,22,23).

Met de kinetiek volgens

-5-, -6-

en

-7-

kan per komponent een massabalans worden opgesteld over de reaktor:

de

r:

-

=

( r . ) .

-dx l L

Waarin -r. de omzettings:snelheid is .van alle betrokken

l

componenten. Er kunnen vijf van deze balansen worden o pgest eld, de vorming van TPGME me egerekend.

Daarbij komen nog de volgende warmtebalansen: over de reaktor: dT

₌

r

(-!lH ). ( r) . " -dx r L.~.et) -10- -11-12

•

•

•

•

•

i

·

•

•

I

l

·

over het koelwater:

De bovenstaande zeven vergelijkingen kunnen gezamenlijk worden opgelost nadat de verblijf tijd en de koelwater-stroom gekozen zijn. Verdere vrijheidsgraden zijn de katalysatorconcentratie en de hoeveelheid overmaat van methanol.

De warmteoverdrachtscoefficient werd gesphat op

u=600

w/m

2

/K

(5).

Voor de katalysatorconcentratie werd

gekozen de waarde van 1 gew.%, wat zoals vermeld geen afwijkende waarde is.

Zoals uit -12- blijkt is gekozen voor meestroomkoeling. Hierbij komt het gedeelte van de reaktor waar de meeste warmte ontstaat (het begin), in konta.kt met het koudste koelwater. Tegenstroomkoeling kan alleen worden toegepast

bij een veel grotere en voorverwarmde koelwaterstroom. In bijlage D staan een aantal berekeningen over de reaktor weergegeven. Met de resultaten hiervan kan de reaktor als warmtewisselaar worden ontworpen volgens bijlage

B.

De uiteindelijke resultaten zijn hieronder kort samengevat: verblijf tijd volume

0,35

uur 2,64

m

3

manteldiameter : 1,34 m buisdiameter aantal buizen uitwisselings-oppervlak doorzet: koelwater methanol propeenoxide NaOH

.

.

0,025

m 1402

529

m

2

1,2 kg/s

0,8892

kg/s

0,8058

kg/s

0,0171

kg/s

De reaktor moet bestand zijn tegen de gewenste druk va.n circa

8

bar. De berekening van deze druk staat ook weergegeven in bijlage D.

13

-12-•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

Propeenoxide i~ zeer vluchtig (kookpunt 34oC). Zou er een lek in de reaktor ontstaan dan kan dit ernstige gevolgen hebben. De oververhitte vloeistof verdampt zeer snel en in de lucht ontstaat een explosief mengsel. De onderste explosiegrenzen van propeenoxide en methanol zijn beide zeer laag (2,3 en

5,4

vol% resp.) zodat een minimaal lek al zeer gevaarlijk kan zijn. Toch is propeenoxide bij de hier toegepaste druk niet ongebruikelijk in de industrie. Naast veiligheidsmaatregelen ter plaatse van het bedrijf moet zoals gezegd, vooral gezorgd worden voor een goede konstruktie van de reaktor en regelmatige controle.

Ook elders in het proces kunnen zich explosieve

mengsels vormen in de lucht in geval van lekkage. Echter dan i s er in de eerste plaats alleen methanol bij

betrokken en bovendien geen hogere dan atmosferische drW{.

I

.

•

•

I

I

·

I

I

·

•

•

I

I

·

•

•

Verdamper V9

Wanneer de produktstroom reaktor R3 verlaat, bevat deze nog 1% NaOH. In de daarop volgende destillaties zal dit

zich concentreren in de bodemstromen van de kolommen en

daar grote korrosieproblemen veroorzaken. Het NaOH moet daarom eerst uit de processtroom worden verwijderd.

De volgende methoden kunnen daartoe bijvoorbeeld worden gebruikt:

1) verdamping van produkten en grondstoffen zodat een NaOH-brij overblijft.

2) ionenwisseling: Na+-ionen worden uitgewisseld tegen H+-ionen, er ontstaat water.

3)

neutraliseren van het OH met zuur, er ontstaat naast water ook een zout.

De methodes 1) en 2) lijken goede oplossingen, methode 3)

lost het probleem slechts gedeeltelijk op, de processtroom is minder korrosief maar ook zout hoort er niet in thuis. Verdamping heeft als nadeel de hoge energiekosten,

plus-punt is echter dat de produkten dampvormig de eerste destillatiekolom ingaan, wat daar tot energiebesparing leidt. Bovendien ontstaat er geen water in het systeem. Ionenwisseling kost veel minder energie maar de overige kosten zijn hoger. Bovendien is er niets bekend over ionBnwisseling in dit specifieke systeem.

In dit fabrieksvoorontwerp is gekozen voor de weinig elegante methode van verdamping. Zoals te zien is in het processchema bestaat het verdamper-gedeelte uit twee gedeelten: het vat met bijbehorende warmtewisselaar en een filtersysteem.

Over filtratie van NaOH uit methanol/PGME is niets bekend. Het is zodoende nodig zich eerst experimenteel inzicht te verschaffen in dit systeem. Bij verdere berekeningen is aangenomen dat alle vaste stof in het filter wordt afgescheiden.

Het verdampingsgedeelte is doorgerekend in bijlage

C.

•

•

•

•

•

I

•

•

I

.

De warmtewisselaars

Van de zeven warmtewisselaars die in het procesontwerp

voorkomen zijn de apparaten H4, H12, H14 en H19 nader bekeken. Deze warmtewisselaars dienen processtromen te verwarmen of te verdampen. Het verwarmend medium is lage druk-stoom (temperatuur: 1010C, overdruk 3 bar). De

.

---

---warmtewisselaars zijn van het haarspeldbundeltype met

de stoom aan de buiszijde zodat de apparaten eenvoudig

gereinigd klmnen worden.

Voor het warmtewisselend oppervlak geldt de volgende algemene formule:

o

A

=

llT~U

o

De grootte van Q volgt uit de warmtebalans, de waarde

-13-van U hangt echter sterk af van het soort warmteV'risselaar

en de media daarin.

De berekeningsmethoden voor U en fiT staan beschreven in bijlage

B.

Wanneer met deze waarden het oppervlak is bepa,ald, kan aan de hand van bi jlage B de grootte

van de warmtewisselaar worden bepaald.

Voor de berekening van de warmteoverdrachtscoefficient is het nodig vooraf al een waarde te schatten. Verschilt de berekende waarde signifikant van de geschatte waarde

dan dient het rekenproces te worden herhaald.

De resultaten van de berekeningen zijn weergegeven in onderstaande tabel

Tabel I : gegevens van ew{ele warmtewisselaars

0

U(W/m2/ 0C) t>T(oC) A(m2)

aantaJ. Q(kW) L(m) buiz'en r H4 322,4 600 78,7 6,8 3 14 H12 891,1 1400 20,0 38 3 80 H14 243,8 1500 24 9,2 3 20 H19 369,2 1400 24 12,4 3 26 16

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

De scheidingskolommen T13 en T18

De kolom T13 scheidt methanol en propeenoxide van de produkt en. Daarbij is propeenoxide slechts in zeer kleine hoeveelheden aanwezig. De kolom heeft een

gasvormige voeding die wat boven het dauwpunt is.

Het gedeelte van de kolom boven devoedingsschotel

is daarom breder dan dat eronder.

In kolom T18 worden hoofdprodukt PGME en volgprodukt DPGME van elkaar gescheiden. Om een te hoge temperatuur en daarmee ongewenste reakties te vermijden wordt deze destillatie onder verlaagde druk uitgevoerd.

Beide destillaties zijn vrijwel binair en kenmerken zich door grote verschillen in vluchtigheid van de betrokken componenten.

Zoals ook al bleek bij de drukberekening in bijlage D zijn de vloeistofmengsels die in de kolommen voorkomen vrijwel ideaal (6i=1). Bij de berekeningen wordt

daarom ideale menging aangenomen.

Als eis wordt aan de scheidingen gesteld een

zuiver-heid van 99.8 mol%.

Door de grote relatieve vluchtigheden zijn de

refluxverhoudingen in beide kolommen laag en daarom zijn de vloeistofstromen door de kolommen relatief klein. Daarom is gekozen voor zeefplaatkolommen. Deze garanderen ook onder deze omstandigheden een goed gas-vloeistof contact. Bovendien zijn ze goedkoop, makkelijk schoon te houden en te repareren. De flexibiliteit van zeefplaatkolommen is echter niet zo groot als die van gepakte kolommen.

De scheidingsberekeningen worden uitgevoerd als zijnde ideaal en binair. Ze worden gedaan volgens

Wesselinh (9,10). De kolommen worden ontworpen

volgens Zuiderweg (11).

De resultaten hiervan staan weergegeven op de specifikatiebladen van de kolommen. De benodigde berekeningen zijn uitgevoerd in bijlage E.

•

I

I

.

I I I

•

•

I

-•

•

•

•

•

•

•

IX De massa- en warmtebalans

Bij het opstellen van de warmtebalans is er vanuit gegaan dat elke stof bij 250C en 1 atm. in gasvormige toestand een "enthalpie" van nul heeft (16).

De enthalpie van een processtroom bij andere dan bovengenoemde condities wordt dan berekend uit de soortelijke warmtes en verdampingswarmtes van de componenten :

H

=

~[CPi

• (T - 25) •

~mi

+ DHvi •

~mi]

l

Dit principe voldoet niet wanneer er een chemische reaktie optreedt. De reaktiewarmte wordt daarom op de warmtebalans geboekt als een van buitenaf toegevoerde warmtestroom. Deze "reaktiewarmtestroom" wordt berekend uit de vormingswarmtes van de componenten voor en na de reaktie.

In het geval van reaktor

R3

in dit ontwerp geldt voor de reaktiewarmte :

=

L[(~

0 .6H f o) voor -

(~o

• 6Hf o)

J

o ml l ml l na l

=

0,8892 • (-239,0)/32 + 0,8059 (-121,4)/58 (-440,4)/90 (-239,0)/32 (-440,4)/90 + 0,0012 • - 0,4603 • - 0,0105 • (-121,4)/58 - 1,1803 - 0,0453 • (-651,6)/148 - 0,0001 (-820,6)/206

=

1103 kJ/s

In het hierna volgende blokjesschema is de massa- en warmtebalans van het proces weergegeven. De genlli~erde stromen zijn nog eens per component uitgesplitst in de bijgevoegde componentenstaat.

-14-

•

IN

Voor-waarts

•

M

Q

M

Q

•

0.1710 -1~)l .8

•

O.Ol'fl I

i

.

0.7953 -4HLö

o

.

25é3'7 -~90.1

j

.

0.1881

I

-.L:1.L.è:l

:

.

1.')<:''12 -ll~ï·l 1.2 -1103 0.15 )n.4

i

.

I

1.'(133 --3es. 7

•

o

.

u)

'jG.,!

•

f - -

-Massa -en

Warmt ebal ans

methanol. Vl NFtOH(s)

J

CD

...

proPMnoxide 1 2 --. metnd.nol ~ j/;2 ---

~=@

eD-

--~

I

~ ...L

... I

r-®

koelwater __

--

- -

--H) koel\-Jater ...

CD-

-- --

-rLLw

.r

.J

LC

condens8_~ stoom

I

tH _j

,

b.

KD=@

---

---

--

---•

(j)-

- - -

--..

stOOP.1

I~

'1" r:f cundensaRt

"

_I

_I

Retour

UIT

M

Q

0.4712 -418.2 1·5252 -804·'[ 0.1881 -1 . -.1

M

Q

1.2 551.9 0.15 0.03

•

[

--~-~

~-~

-~

--=~~-=

=

c - - - --- ----_.- --- -r - -

...

~

1 - -- - - --. _{- --} -1.7373

_._-<iV-

₁ -- --- - -- - - -- 391.1 - - - - -- - -- . . _- --- - - -1. 689<)

---@-

,Ir

_CD-

().4712 ---_.~ _V) . --503·8 -418.2

•

- -- - .-- - --

- f: f:

-o

.011 'l'7

-

&

H)--

.

-

- 0.02!t O -).2 --- --- - -- - . A _-2·4

•

~r spui

•

I

I

-O.007t-J -0.8

rno

_NaOH(s) 0.0159 '

-•

I

condenS8.R t 0·42

-H12 0.42

89

1~~f:=

stoom

-

CD-

--_. (),,11(3471. 2 :2 -

-,

•

-- - - -

-•

-'1.'13 f -~1657_

_---@-

.' 204·1.

•

- ---~

...

1 condensaat

•

0.12

-•

-'

-H14 0.12 243.8 stoom

_-

,

•

1.2Hf7

_-

_--@)

-1'l7·,{ koellucht

•

1343·5 koellucht Elf) 1 -- --

-l=

1 , 1.1657 _-

_-

_{_}

_{.. _---~} .. -1139·4 I _, .

-•

•

•

•

•

•

_0.17

•

•

•

•

3·3321

•

•

. . .

,.

1.2187

_-.k@=@

-1'77.7 V17 ...

.

...

...

'1' 1 ti

..

f---1.2'10')

~

~ -- --_. 166.8 .--'--condensaat 0.17

,

H19

369

·

2

stoom

_{, .}

-I

'

-..

1JPGME 0.0414 r -koellucht koellucht H20 - '--...-1. 2703

,.

-351. 4 ---24 ...-L...-,

v

n.

PGHE .. _1.1'170 2U86.1

•

Totaal

..

3·3321

Màssa in kg/s

Warmte

In

kW

Fabrieksvoorontwerp

.

No:

2626 --0.2 517·3

-

325

.

6

2086.'1

•

•

.

--' ._ . --

.

•

•

•

•

•

_•

•

•

•

A pparà.atstroom

1 2 3 4

5

, Compo

'

nanten

_M

Q

_M

_Cl

_M

Q.

_M

_U

_M

_Q

methanol - _0.2587 0·459~ 0.1710 0.4603 propeenoxide _0·7953 0.0105 0.0105 I PGMB 0.0012 1.1803 DPGME 0.0453 I I TPGME 0.0001 NaOH 0.0171 0.0171

Totaal:

0.7953 -418.8 0.2587 -290.1 0·4712 -418.2 0.1881 -191. 8 1. 7136 -388·7

A

pparaatstr'aom

6 7 8 9 10 I

, Componenten

M

Q

_M

Q

_M

Q

_M

_Cl

_M

a.

I

methanol 0.8892 0·7182 0.7182 0.1710 0.1710 I propeenoxide 0.8058 0.8058 0.8058 I PGME 0.0012 0.0012 0.0012 DPGME I TPGME I NaOH 0.0171 0.0171 0.0171 I I I '.

Totaal:

1. 7135 -939·8 1. 5252 -804·7 _{1. 5252 -112].1 0.1881 -155·1} 0.1881 -191.8

M in kg/s

S

t

room

/CQmoonenten s

t

aat

.

..

_.

.

'" ...

.

•

A pparëaatsTroom

11

, COrRpO

'

nenten

_M

Q methanol

-

0.4603 propeenoxide 0.0105 PGME 1.1803 DPGME 0.0455 TPGME 0.0001 NaOH 0.0171

Totaal:

1.7136 - 3él8·7

Apparaatstoom

16

f

Componenten

M

Q methanol propeenoxide PGME DPGME TPGME NaOH 0.0159

Totaal:

0.01)9 0

M

in

kg/s

•

•

_•

•

12 13

M

0.

M

G.

M

0.0009 _{0·,f612 0.0005} 0.010) 0.0129 1.1932 0.0042 0.0062 0.051) 0.0020 0.0003 0.0004 0.0001 0.0037 O.020él 0.0012 0.0240 -2.4 _{1.7376 -391.1 0.0078} 17 18

M

Q

M

a.

M

0.4600 ,1.1368 0.0004 0.0105 ;0.0259 1.1761 0.0030 1.1749 0.0453 0.0433

-':: r. , , I . '.

.

, :

-1.6899 503·8 _{1.1657 204.1} 1.21d7

Str 0011]

I

CQm

QQOente n

5

·;i

,

~

~

,

at

•

•

14

a.

M

0.0012 0.0171 0.0082 0.0004 O.020él -0.8 0.0477 19

0.

M

0.0004 1.1749 0.04')5 -1 TT. 7 1.21tl7

•

15 Q -3.2 20

a.

-177·7

•

I I I I

...

j I i

~\

'

.

- .

'

,

e

-"

.

_

.

_

_

'

0_._.' •

•

•

•

•

•

•

•

•

•

A ppar

'

oatsTroom

21 2~ 23 24 25

, Compo

'

nenten

_M

_Q

_M

Q

_M

_Cl

_M

a.

_M

Q meth8.nql 1. 136S) 0'.0004 0.0004 0.0004 propeenoxide 0,0 2 59 PGME 0.0030 1. 2680 1.2680 1.1749 DPGME _0.0019 0.0415 0.0019 0.0018 TPGJ>1E I NaOH I !

Totaal:

1.1657 -1139·4 1.2703 166.8 0.0415 -0.2 1.2703 -351. 4 1.1771 -325.6 '---. - - - --- - - - ---- - - - _ _ _ L-_ - ---- - - -- - - -

~---APparaatstroom

f

Componenten

M

Q

M

Q

M

Q

M

Q

M

Q _I i , ... ~ ~', '.' ~ , " , ,

Totaal:

- - - ---_ .. _- . . . _---~~--- -,..1 .... 1

I

;

M in kg/s

₍

_{- t}

_/

_r

_{, +-}

_t

_t

~")

r()om

~omoonen ~en

5

aa

'

.

•

Apparaat No:

_R3

_T13

_T18

meestroom zeefplaat zeefplaat

Benaming, gekoelde destillatie destïllatie

buizen- kolom kolom

i

.

type _reaktor ~ I Abs. druk in bar

8

1 ,0

0,08

.

-•

_{temp. in oe}

90

-

138

65

-

120

74

-

120

_- -Inhoud in m

3

2,64

2,5

6,2

•

Diam. in m

1 ,34

0,45-0,75

1 , 10

1 of h in m

6,0

7,5

6,5

•

Vulling: schotels-aant.

13

14

vaste pakking

katalysator-•

type

-

..

-

vorm . b.tü Z' ~:tlç.a.n. tal

1402

...

•

.

..

. .

.

.

.

. .

.

.

..

.

Speciaal te ge-bruiken mat.

•

aantal serie/ parallel

•

•

25

•

•

•

'

.

I

I

•

•

•

•

I

•

•

I

Apparatenlijst voor warmtewisselaars, fornuizen

---Apparaat No: H4 H7 H12

Pijpenwarmte- Pijpenwarmte Pijpenwarmte

Benaming, wissel'l.ar wisselaar wisselaar

type t. b.v. _{reaktor- voedin}tbv reaktor_g - _damper tbv. ver-_V9

voeding

Medium _{Stoom/ Stoom/ Stoom/}

pijpen-/ methano1+ methanol+

verdamper-mantelzijde propeenoxide NaOH _+recycle inhoud

eapaci~E)it, uitgewiss.elde 522·4 56·7

891.1

-warmte in kW. Warmtewisselend 2 6.8 38 oppevl. in m Aantal pafäftê{

_-

- -Abs. druk in bar 4/ 8 4/tl 4/ 1 pijpen-

_/

mantelzijde temp. in / uit in oe _{144 144 144}

-pijpzijde _{54-:,10 16-;)0 124} mantelzijde Speciaal te

ge-bruiken mat.· Staal

H14 H19 Reboiler tbv. Reboiler t1: kolom 'l'13 kolom T18 Stoom/ Stoom/ bodempro- bodempro- -dukt 'l'13 rlu1.:t T19 243·8 369·2 9·2 12·4 - -4/1 4/0.0e

.

_-144 144

-120 120

26

•

•

Apparaat No: P5 P6

cen

t

rifu-

centrifu-•

Benaming,

_g

_a

_a

_l

_p

_om

_p

_{gaal p}

_o

_mp

type

_v

_o

_edin

_f;

_v

_oed

_i

_ne;

•

medium te verpompen

methanol

propeenox.

-

meth

N

a

OH

a

nol

-Capaciteit in kg/s' 1,60 0,20

•

Dichtheid in kg/m3 810 800

•

ZUig- / persdruk in bar(abs.)... _1,

° /

8,0 _1,

° /

8,0 ,

•

temp. in in / uit

°c

33 / 34 15

/

16 Vermogen in kW theor./ prakt. 1,6 / 2,3 0,2 / 0,3

•

Speciaal te ge

N

i

kk

el

bruiken mat RVS

be

k

le

d

in

g

aantal serie/ parallel

•

•

•

27

•

'

.

I

I

.

•

•

•

•

•

•

•

•

Technische Hogeschool Delft

Afd.Chemische Technologie

Fabrieksvoorontwerp No:

2626

D.Jtum :

mei

1985

Ontworpen door :P.G.J. vld

Wel

M.

de

Wind

TORENSPECIFIKATIEBLAD

App<lraatnummer : 1.13 Fabrieksnummer :

ALGHIENE EIGENSCHAPPEN :

Funktie . . . destillatie

Type toren . . . : _~ / schotel

Type schotel . . . : _~/ zeefplaat / ~

Aantal schotels ... : theoretisch :

10,0

Aantal schotel s ... : praktisch :

₁₃

Schotelafstand / .l*fS" :

0,.5.0

m Hateriaal schotel : staal

Diameter toren ... :

0,45...,0,75

m Hoogte toren

...

_:

_7,50

m

Hateriaal toren ... : staal

Verwarming . . . : ~/~QH stocmT / reboiler

BEDRIJFSKONDITIES :

Voeding Top Bodem Refl ux/ ab sorp- Extraktie

tie middel middel/ ...

Temperatuur ...

°c

124

65

120

65

Druk . . . bar

1

1

1

1

Dichtheid ... kg/m 3

2,32

790

960

790

Hassastroom ... kg/s

1,69

0,41

1,22

0,69

Samenstelling 1.n

98

96

99

98

mol % resp. gew.%

51

27

9

9

98

ONT\VERP :

Aantal kJ olcj es- / zeefgaten ~ ...

250-736

Type pakking ... :

Aktief schoteloppervlak ...

:0,13-0,37

m 2 Hateriaal pakking :

Lengte overlooprand . . .

:

320-400

mm Afmetingen pakking :

Diameter valpijp / gat

...

.

.

75-60

mm

Verdere gegevens op schets vermelden

•

•

'

.

i

.

i

•

•

•

•

•

•

TuJlI1ische Hogeschool Delft /\[d.Chemische Technologie Fabrieksvoorontwerp No:

2626

Datum : mei

1985

·

Ontworpen door :P~G.J. :v/d Wel

ThL de Wind

TORENSPECIFIKATIEBLAD

Apparaatnummer :

Lt8

Fabrieksnummer :

ALGEl'IENE EIGENSCHAPPEN :

Funktie . . .

.

.

destillatie Type toren . . . : _{~ /} schotel

Type schotel . . . : kJ Qléj-e- / zeefplaat / ..J.l ..

lve-Aantal schotels ... : theoretisch

_{: 10,3}

Aantal schotels ... : praktisch

_{: 14}

Schotelafstand _/ HETS :

0

,40

m Materiaal schotel _{: staal}

Diameter toren ... :

1

,.1.Q

m Hoogte toren ...

_{: 6,50}

_m

Hateriaal toren ... : staal

Verwarming . . . : _~/ DP,"A ~!::oom / reboiler

BEDRIJFSKONDITIES :

Voeding Top Bodem Reflux/absorp- Extraktie

tie middel midde 1/ ...

Temperatuur ...

°c

74

74

120

74

Druk . . . bar

0,08

0,04

0,13

0,04

Dichtheid ... kg/m 3

670

900

900

900

Hassastroom ... kg/s

1,22

1 , 18

0,04

0,09

Samenstelling ~n

99

,e

99,8

.

99,8

mol % resp. gew.%

98

96

99,8

100

1

0

0

ONT~,TERP :

Aantal UGhj eS" _/ zeefgaten . . . •...•. :

1810

Type pakking ... :

Aktief schoteloppervlak . . . :

0,90

m 2 Hateriaal pakking :

Lengte overlooprand . . . :

920

mm Afmetingen pakking :

Diameter valpijp

_/

gat ,,# ... :

60

mm

Verdere gegevens op schets vermelden

•

•

•

•

•

•

•

•

•

- -- - - -- -- -- -- - - - -- -

-XI

Symbolenlijst

a a s A b

C%,G

C

.

1

C

tot

d D D e E

_p,og

E

m,og

Eo F g G

~

H o

Hr

ÀHv 6. Hf óH_r

specifiek oppervlak

doorstroomd o

p

pervlak

oppervlak

overlooprandlengte

soorteli

j

ke warmte

L,G

concentratie

totale concentratie

pijpdiameter

diameter

hydraulische diameter

plaatselijk rendement

Murphree-rendement

gemiddeld rendement

fouling factor en vrije ruimte schotel

zwaartekrachtversnelling

massastroomdichtheid

holdup-vloeistofhoogte

enthalpiestroom

"reaktiewarmtestroom"

verdampingswarmte

vormingswarmte

reaktiewarmte

diameter warmtewis

s

elaar

m

2

/m

3

m

2

m

2

m/m

2

J/moljK

mOl/l

mOI/l

m m m

m/s

2

kg/m

2

js

m

J/s

J/s

kJ/mOl, kJ/kg

kJ/mOl

kJ/mOl

m

ID

k g k l

stofoverdrachtscoefficient gaszijde

mis

s

tofoverdrachtscoefficient vloeistofzijde mis

k

og

k. 1 L m M

.

M

totale stofovera.rachtscoefficient

r

ea

ktie

s

nelheid

s

konstante

I engte

verdelin

gs

coefficient gas-vloeistof

mol

m

a

ss

a

ma

s

sastroom

n

aa

ntal pijpen

JIJ

aa

ntal schotel

s

N

o

g

p p~ 1

aa

nt

a

l

overdrachtseeY1~eden

druk

dam

p

spannin

g

mis

I/mol/uur

m

conc. / conc •

gram/mOl

kg/s

bar

b

a

r

30

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

r. l R s S T Tt lIT L\~~ln L\T_f ~J,G u

_Gs,max

U x y 0\

t

'1

"\

À

_s,max

kritische druk

gereduceerde

druk

vloeibare fraktie

warmtestroom

r

ea

ktiesnelheid

gaskonstante

steek

pijpenplaat of zeefgaten

stripping

faktor

temperatuur

koelwatertemperatuur

g

emiddeld temperatuurverschil

logarithrnisch temperatuurverschil

temperatuurverschil over film

lineaire vloeistof- of

gassnelheid

superficieele maximale

gassnelheid

totale

warrnteoverdrachtscoefficient

mol fraktie vloeistoffase

molfraktie gasfase

warrnteoverdrachtscoefficient

~elatieve

vluchtigheid

aktiviteitscoefficient

viscositeit

warmt

egel ei clings co effi ci en t

belastingsfaktor

gebaseerd

op

superficieele

gassnelheid

dichtheid L, G

oppervlaktespanning

verblijf ti jd

volumestroom L,G

massastroom

flowpararneter

bar

bar

J/s

mOl/l/uur

J/mol/K

mm

oe,

K

oe,

K

oe,

K

oe,

K

oe,

K

m/s

m/s

J/s/m

2

/K

N.

s.jm

2 J

/s/m

2/K

mis

kg/m

3

N/m

31

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

XII Literatuuroverzicht

1. Gmehling, J., Oncken, U., Vapour Liquid Equilibrium Data Collection, Dechema, (1977), Vol. 1, p.89

2. Kirk-Othmer, Encyc10pedia of Chemical Technology,

John Wiley, New York, (1982), Vol. 19, p.248,933 3. Pecorini, H.A., Banchero, J.T., Propylene Oxide-Methanol

Liquid-Phase Reaction, Ind. Eng. Chem. ,48,8,(1956), p. 1287-1297

4. Bartlett, P.D., e.a., J.Am.Chem.Soc., 70, (1948), p. 926 5. Perry, R.H.

&

Chilton, C.H., Chemical Engineers Handbook,

5

thEd.,(1973)

6. Loos, Th.W. de, Kooi, H.J. van der, Toegepaste thermod~namica

en fasenleer - collegedictaat d3, THD, p. 55-61, 118-151 7. Levenspiel, 0., Chemical Reaction Engineering,

Wiley, New York, 2ndEd. (1972), p. 174-200 8. Smith, J.M., Stammers,

E.,

Janssen, L.P.B.M., Fysische

transportverschijnselen I, DUM, 1981

9.

Wesselingh, J.A., Scheidingsprocessen I - collegedictaat m2, THD (1983)

10. Wesselingh, J.A., Separation Processes on your pocket computer-eleven chemical engineering programs in BASIC,

THD (1982), p.57-68

11. Zuiderweg, F.J., Collegedictaat Fysische scheidingsmethoden-collegedictaat m6, THD (1980), Deel I p.23-25, 85-90

Deel 2 p. 37-77

12. Jong, E.J. de, Concept dictaat Apparaten voor de Procesindustrie coll.i20-A, Hoofdstuk 4 Apparaten voor warmteoverdracht,

THD (1978)

13. Handbook of Chemistry

~nd

Physics, CRC-press, 61thEd. (1980-81) 14. Chemiekaarten, 3deEd. 1984, p. 594,761,760,673

15. Löwenheim, F.A., Moran, M.K., Faith, Keyes and Clark's Industrial Chemicals, 4thEd. (1975)

16. Montfoort, A.G., Meijer, F.A., Ham, A. v~n den,

Hándleiding voor het maken van een Fabrieksvoorontwerp, THD 1984

17. Ullm~nn - Encyclopädie der technischen Chemie, 4erdr. (1972-84) 18. Lawrie, J.W., Glycerols and Glycols,

Reinhold P.C., New York, 1928, p.381

•

•

•

I

.

I

.

•

•

'

.

•

•

I

I

_I

.

l .-'

19. Mellan,

r.,

Industrial Solvents, Reinhold P.C., New York, 2ndEd. 1950, p.642

20. Winnacker-Küchler, Chemische Technologie, Carl Hauser V., München, Band 6, 4eaufl. (1982), p. 52-61

21. Hancock, E.A., e.a., Propylene and its Industrial Derivatives, E. Benn Ltd, London, 1973, p. 292-293

22. Chitwood, H.C., e.a., J.Am.Chem.Soc., 68,(1946), p. 650

23. Case, L.C., Rent, N.H., J.Polymer Sci., Pt. B 2(4), 1964, p. 417-419

24. Bleek, C.M. van den, Gerritsen, A.W., 'BASIC' Reactor Engi-neering Problems on your Pocket Computer,

V~SD, 1985

~5. Seidell, A., Solubilities of inorganic and metal-organic th

compounds, Vol. 2, 4 ed., 1965, Am Chem Soc, Wahington DC, p 1095

•

groot!1eid M.

P

'r

_k T c Pc ÄH v e P,g C _p, 1 tt <S AH (25°C) f ..l expl.-grenzen MOE HAe L D50 _ korrosie -aspekten :x:-I T

•

•

•

•

•

•

Tabel A-I algemene fysische constanten

eenheid methanol propeenoxide PGHE-. DPGME

32

)8 90.1 148.2 kg/m5

7yl

850 962 961 oe _{6) 53·7} 120 187·2 oe _{240 280 319} bqr

78

.

t3

40.4 26.7 kJ/mol 34·5 28.7 56.7 37·1 J/mol,oC 5':)·0 92 .8 14':)·7 252·5 J/mol,oC 141.4

179·t3

244.6 378·9

Pa.s 1.tle-4 2.':)e-4

N/m 5·7e-2 7·ge-2 kJ/mol -239·0 -121.4 -440·4 -651.6 'W/m,oe 0.21 vol

'/0

5·4-44 2·5-3'1 n.b. mJ 0.14 0.15 ppm 200 100 100 G/kg 2.46 opslaan in reservoirs, schoon pijpen en

staal kleppen van

st aal of RVS ._. -.. _ .. --- ._~ -..

-•

•

•

TPGME NaOH 206 40 254 353 19·9 297·8 539·1 -820.6 pompen be-kleden met

Nikkel, boven

60° e Ni-alloys eebruiken

'

I

•

water 18 1000 2135 4.18 J/g,OC 2.13e-4 0.596 b:J f-J -Ul f-J-Ul () ::Y (1) ~ o

::s

Ul c+ Pl

::s

c+ (1)

::s

•

•

'rabel

A

-II

dampspanningen als

,

funktie

van

de

temperatuur

-

,-Dampspanning (bar)

•

'l'EMPEHA'l'UUR methanol propeenoxide PGHE DPGME TPGHE

(oe) 53·7 0.267 1.000 65 1.000 2·7'28 0.068

•

74 1.454 3·41)) u.OtJ3 0.008 ~o 3·2tJ2 )·'295 0·539 0.034 1:20

b.333

10·404 1.000 0.08'2 0.002 l 5tl 10.1 5·'2 187 1.000 0.064

•

•

•

•

•

•

•

A-2

•

•

'

I

.

•

•

!

•

•

•

•

•

•

•

!

.

l

Bijlage B: berekening van wqrmtewisselaars

1 .';!l')\~-é..:--:(,~ r.1::'~!- jt::- j i t 1\.0U:.

:; R. O. TI = ~~.~ x JU:Jt. Dië.. :~/o.c:~a; :\u:nbei af IIl.l'· Jur\:::~ i: o:~t--:::.:i:· !~It" abo\"é" fJt"uie:. .

•

•

•

•

•

•

•

t

•

•

•

Berekening van de warmteoverdrachtscoefficient en het gemiddelde temperatuurverschil in de warmtewisselaar. (12)

Voor de warmteoverdrachtscoefficient U geldt:

-bl-waarin de ~'s warmteoverdrachtscoefficienten voorstellen aan

binnen- en bui tenzijde van warmtewisselaar-pijpen,

A

is de

warmtege-leidingscoefficient van het constructie-materiaal en R. en R zijn

J. u

de vuilweerstanden van resp. de binnen- en buitenzijde van de pijpen. Aan de hand van de warmtewisselaars H4 en H14 worden de berekeningen

van de ~'s en het temperatuurverschil AT nader beschouwd.

Voor condenserende damp aan de pijpenzijde van een horizontale warmtewisselaar geldt:

3

2

J

O•25 ( -1/12) _

[A'

ÄHv .

e .

g 0<.= n .0,725. J. .ó.T f"

Jt .

di -

b2-In dit geval condenseert er stoom in de pijpen, uit bijlage A-l met

fysische constanten blijkt:

A

=0.596 wim/oe

.1H =2135 kJ/kg

CV

=1000 kg/m 3

!t=2.13e-4 Pa.s

De pijpen hebben inwendige diameter d.=0.020 m. Het temperatuur-J.

verschil over de condensaatfilm volgt uit formule b3.

.1T 1,= ('r . J. -T ). U

0<.

u d . ..J ..2:. '~i

+«u

d u

-b3-Het aantal pijpen n en het temperatuurverschil ~Tf vindt men pas

na de warmtewisselaar doorgerekend te hebben. Men schat daartoe vooraf een waarde voor n en Ll.T

f en corrigeert deze achteraf.

Uiteindelijk vindt men n=28 en aTf=7°e, zodat met formule b2

/ 20

berekend wordt: ~ =11000 W m / e

u

•

•

•

•

I

•

•

•

•

•

•

- - - -- - - -- ---

-De berekening van de warmteoverdrachtscoefficient van de stromende procesvloeistof aan de mantelzijde verloopt als volgt:

Ten eerste bepaalt men het Reyno1ds-getal

Re= D .G _es'\..-

/v.

b4

-waarin V00r de hydraulische diameter D van een dwars-aangestroomde

e pijpenbundel geldt: D _e = 2 2 4 • ( 0 , 4 3 • s -1/ S 7[. d ) u 1/2 7r.d u -

b5-met s de steek van bundel en d de buitendiameter van de pijpen.

u

De massastroomdichtheid G wordt berekend uit het doorstroomde

s oppervlak a : (s-d) s ____ u~ .ID.keerschotafstand s a s

voor G geldt dan: G = M/a

s s s

waarin M de massastroom is.

Van de processtroom is bekend dat: M=1.5252 kg/s

~=2e-4 Pa.8 tl=O.2 wim/oe voor de bundel pijpen geldt verder nog: 8=0.032 m

d =u.0254 m u ID= 0.)0 m -b6--. b7-keerschotafstand=0.5 m Uit de formules b5, b6, b7 en b4 volgt resp. D =0.01~ m, a =0.03

e s

G =51 kg/m2/s en Re=4900.

s

Bij Re=4900 wordt in de figuur op pagina B-4 gevonden dat j=45 (baffle cut 15%). Voor Nu geldt:

Nu = j . ( Pr ) -1/3

Het Pr-getal wordt geschat op 5 zodat Nu=77.

~.De Nu=

I

Uiteindelijk wordt

oc

u 2 0 daarmee 810 Wim / e -b8-

-b9-Wann .. er g'esteld wordt dat 11.=0.1e-3 en R =0.2e-3 m2oe/w volgt

1 ' u 2

uit formule bI voor warmtewisselaar H4: u=600 Wim

IOc

Het logaritmisch temperatuurverschil in de warmtewisselaar wordt bepaald met formule bIl, uit de grafiek op pagina B-5 vindt men

de correctiefactor F (foulingfactor).

B-3

2

•

l:lJ I ~

•

1,000 8 /; 4 3 2 100 A 'p. ~, ~ f; I~ ::i..::t.

"

~ .' ) "-ï _---. :5 ~I.x° -.~ ₂

~I ~

o .>C 0 la :x: 8 6 4 :3 2

-

_•

_•

_•

•

•

\ ... la 100 1,000

;:::::=L

L

___

i=hI:c1

2 :5 4 6 8 _/ 2 :5 4

Flow arcn nero"' hundlc, n. = D_R x C' x B /114_r,It.2 M'"R "elnclly, Ga = W/n., Ih/hr]( Bq ft

nnro Tuhc

Tube on Pitch C'

~,,--- ~,,---

-~" _~.x!_n!...!1_~2!"..c.'!J_J~ 3/4" 1"0 0.2:;0" 0.95"

E'1'J!"nlrnt dInmeter.

"n

= wctled peri meier 1" 1-1/4" 0 0.250" 0.99"

1-1/4" 1-·9/16"0 0.312:'" 1 _ 23"

"s Flow nrc" neros" oondle, BQ ft 1-1/2" 1-7/8" 0 0.37:;" 1. 4A"

H }InHIc ~p"dng, In 5/811 _lJ/IG"1I 0.187:;" O.5:JS"

c SlJccffl~ h~,l "r 11011<1, ntu/lb x oF 3/1" 15/1r,''6 (J.IR7:;" O. ~5"

C' CI(,"1nwc-r' hf'tw~r'n :ulJaccnt tubes, in 3/1" I"/'. 0.2:'0" 0.73"

-De f:fl1liv3I"nl dl:un('lcf, ft 1" 1-1/4" /'. O.2!iO" 0.72"

".~ Errli\'~lf'"1 di:lml'tf'!r, In 1-1/4" I-V/Ir." /':, O. :)12:''' 0.91"

- _r;.

M:1F:g ""l'wlty, Jh/hr 't f;Q ft 1-1/2" 1-7/A" /'. 0.375" 1.08"

ho Film owHirif:nl cl'lt~ldc hllndJc, l\lt~/hr X ~q Cl x Or

n~ ]n~l,h~ ,1I~m .... l .... r ,,[ r.!1(·J1t In

--r-k Th"r","! ~"n,llI~tlvlly,' ntu/hr " R~ ft X oF /Il t

-r 1',,11'<' p1kht 'n 1-+-I-

o

..

-W Wolr.hl flow "r n"I'i, lh/I,,' f-r-

-_

.. I- -

-}I VinC:0rdly nl Lh .... (,;l!nde tl'mprrntlfrc, lb/ft x hr t - -I- sfïrfCE CUT I-

l-)'W VI"cO"IIJ nt 1110 1111", wnll Irml",r.lllrc, Ib/n x hr I - -I- IS'Yo ---..

~

-~

-ff

-

-

-

-t=t ,-

25~ ~ ' / f- _~ 1;;;-17' _/;. i/ - -f - f - - - -- - - -- I--f- 35~ _:? .... /, / _-... 1-1--1--- -- /). 0 -'- _45~ ~ !./. ~~ / - _. _ _ _ 1--'--"'/.

V

~ i?-8AFFLE CUT f

-).-~

V

15%---.... ~ I -2~-... ) .... V r--... ;-... ) k V

~

~/ 35-... 1...-: :,...-V - f - 45~ 1- - I --- -_- .. - _.- - _.

V-

. ...: ;q: /~: ~ >< -i_ _{1 - - -~} ~ - _{- -}I--_ 1- _{1- -} .-

;:...-~

V :;; --" ;7 f - - - --;::-

... V

_....-

~

[7 .. - ....-... ....-7t::?:/'" -7 _./';... ~ -.- -- .--1- ---.-- --- - -- f --- -

-P;~

~

----I

._ r -~ --- f

-t

~-~

~

-

- -- - -'--'- -2 3 4 5 6 S t :3 4 5 6 8 la 100 1,000 i 2. :3 4 5 De G's Res =

--;;:-•

•

•

•

10,000 100,000 6 8 / Z 3 4 6 B 2 _: 5 4 G i l )

"13

1'

19 Fins/Inch lG fin.,/Inçh _-

E

_{.I. !}

.

C' de _ _~ ~I(,_ ' ---

-?'

r

J:j

0.34" 1.27" 0.325" 1.21" -...-::; --;tH) - 00<::;7"5 _V-... I ,.,." LU" ,.,," L " " / ' /

O/;/n .

= = = = /

""V

~:;v:/

i

0.27S" O.

~2"

O. g55" o.

7~

"

- - ....

~/.

-,""

~

V r- -

J

J 0.27S" O. SO" 0.2C"",· 0.7,," --...-:;;. ::....-:; -./': '/"

-U-l-!

0.34" 1.00" o.n'''· 1'.%" -' .... ~~.? I

i:

0.34" 0.97" 0.32" n.91" - ....

p

:-!-: _;;;,-:;-...-: II ! ~~93:...- H- j --;-;);~/ J /~ / ' ::...--' ~ - - -" __ V !---/'V -~//~v f - -

l

...-;/ l./'/ 1 -f- - - f - - 1 V ~ ~// 1--/-1 ~V V I - t-Vv

I-

r-L

f-'-4 8 2. :3 4 6 8 _• :3 4 5 6 8 10,000 100,000

Shcll ~idr. heill transfer curve lor scgmental ua nies. (l3y permission, Engineering Dala Baak Sectian, Walverine Tube Div ..

Calu-filet & Hecla. Inc. [1959J.)

10~ 1,000 n ~ , ~}) r, 3 2 la 8 I; ~ 3 2 G 10

•

•

•

•

•

•

I

•

•

•

•

•

•

•

.

1

!

:3=$'

~ 0.6

~

0.5 _{CIT 0:-2 0.3 0.4 05 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0} p ,TEMPERATUR~

-

EFFICII'"NCY -T,~ MTD CORRECTION FACTOR

C

~ ~ t.

I SHELL PASS 2 OR MORE TUBE PASSES

( ~ t, ~ T,-T, I _{P' ' R' F·,H./llt •.} oo

h.

T, -t, tt-t,

F=l uit bovenstaande grafiek en:

'1' -T . LlT = max mln In ln(T

/T

.

)

15~7i4

=78.8 o C max mln

Het gemiddelde temperatuurverschil lieÈ.0~1~r_Hl4

o

is dan 78.8 C

-bll

De berekening van ~. gaat

l analoog aan de berekening bij

warmte-wisselaar H4. Men vindt: T o

f=12 C

n =38

en

~.=8900

w/m2/oC

l

De formules voor de warmteoverdrachtscoefficient ~ van de kokende

u

vloeistof aan de mantelzijde luiden als volgt:

iX._{u = 3, 755e -5 .(p cr 69 .(q)' 7 • [1,8 (Pr) .1}7 +4 (Pr) 1.2 +10 (P

r )

l~

waarin q=0,054.(ed)'5 . .1H_v

.[6

(el-ed).g J.25

- b12b13

-De inhoud van de reboiler bestaat bijna volledig uit PGME, er geldt dan: dampdichtheid

e

d=3 kg/m 3 verd. w. .L\H =470 kJ/kg v opp. spanning Ó '1'0.059 N/m vl. dichtheid

~

=960 kg/m 3 gered. druk kri t. dru~~ p =0.025 r P =4_c 0,4e5 Pa

B-5

~.

•

•

•

•

•

•

•

I

f.

Deze waarden in formule b13: q=2l3000

en formule b12:

~

=7300

w/m

2

/°C

u

Met de vuilweerstanden R.=O.OOOl en R =0.0002 m

2°C/w

en de

1 u 2

°

berekende~'s in formule bI vinden we dan U=1500

Wim

I

C.

°

Het gemiddelde temperatuurverschil in de warmtewisselaar is 24 C.

~.

•

•

•

~.

•

•

•

•

Bijlage C : de verdamper V9

Uit de literatuur is bekend dat NaOH voor 24 gew.% in methanol oplost (25). De verdamper bevat echter veel PGME

in verhouding tot methanol zodat door de lagere polariteit

de oplosbaarheid lager zal zijn. De oplosbaarheid in dit

systeem bij de heersende omstandigheden wordt geschat

op 15 gew.%.

De verdamper werkt bij atmosferische druk. Iteratief wordt de temperatuur bepaald waarbij de dampspanning van

het mengsel 1 bar bedraagt. De vloeistofsamenstelling is zodanie dat via de damp het vat evenveel verlaat als

er als vloeistof inkomt. Dit geldt uiteraard niet voor het NaOH en er wordt aangenomen ook niet voor het TPGME. Hiervan is zo weinig aanwezig en het is zo weinig

vluchtig dat het achterblijft. Om ophoping van dit

volgprodukt te voorkomen wordt een gedeelte van het filterresidu gespuid.

Onder aanname van ideaal gedrag komt men op een temperatuur van 1200C. Bij een NaOH gehalte van 15 gew.% wordt een

kookpuntsverhoging gevonden van 4°C (5). De temperatuur in de verdamper wordt daarmee 124°C.

Onderstaande tabel geeft een overzicht van de resultaten Tabel C-I : samenstelling van gas en vloeistof in éle

verdamper molfr. L molfr. G methanol 0,0886 0,5140 propeenoxide 0,0007 0,0065 PGME 0,4686 0,4686 DPGlVIE 0,1336 0,0109 TPGlViE 0,0050 0,0000 NaOH 0,3 0 35 0,0000

Voor het berekenen van de grootte van de verdamper ontbreken helaas de gegevens van bezinktijden e.d.