Productie van monopropyleenglycol (MPG), dipropyleenglycol (DPG) en tripropyleenglycol (TPG) uit propyleenoxide (PO)

I~!~

'q?

Process Systems Engineering Group

DelftChem Tech

J

G-!

O>L

Faculty of Applied Sciences Delft University of Technology

P.O. Box 5045, 2600 GA De~

TO

Nr

The Netherlands

.r

y •

.

f!rI

i

T

U

Delft

Technische Universiteit Delft

Fabrieksvoorontwerp

Vakgroep Chemische Procestechnologie

Onderwerp

Productie van monopropyleenglycol (MPG),

dipropyleenglycol (DPG) en tripropyleenglycol

(TPG) uit propyleenoxide (PO)

Auteurs

Jeroen Bierbooms

Gerard van Bochove

Danniëlle Borger

Marco van Goethem

Keywords

Telefoon

010-4843732

0186-616732

0115-561518

Propeenoxide, (mono )propyleenglycol, dipropyleenglycol,

tripropyleenglycol,

AReO

Chemie Nederland

Datum opdracht

Datum verslag

24 januari 1997

2 mei 1997

Fabrieksvoorontwerp

Vakgroep Chemische Procestechnologie

Onderwerp

Productie van monopropy1eeng1yco1 (MPG),

dipropy1eenglycol (DPG) en tripropyleenglycol

(TPG) uit propyleenoxide (PO)

Auteurs

Jeroen Bierbooms

Gerard van Bochove

Danniëlle Borger

Marco van Goethem

Keywords

Telefoon

010-4843732

0186-616732

0115-561518

Propeenoxide, (mono )propyleenglycol, dipropyleenglycol, tripropyleenglycol, ARCO Chemie Nederland

Datum opdracht

Datum verslag

24 januari 1997

2 mei 1997

Samenvatting

Op het terrein van ARCO Chemie Nederland wordt PO met water omgezet in mono-, di- en tripropyleenglycol. Deze propyleenglycolen worden onder andere gebruikt als conserveringsmiddel, anti-vries en oplosmiddelen. In dit fabrieksvoorontwerp, in opdracht van ARCO Chemie Nederland, wordt een fabriek ontworpen voor de productie van 75 kton per jaar aan monopropyleenglycol (MPG) via hydrolyse van propeenoxide (PO). Als nevenproducten worden di-(DPG) en tripropyleenlycol (TPG) geproduceerd in mindere mate. De MPG, DPG en TPG moeten een specificatie halen van respectievelijk 99,5%, 99% en 99%.

De grondstof is 98,5 % PO, afkomstig uit een POrrBA-proces.

Voor de productie van propyleenglycolen uit PO en water zijn meerdere procesroutes mogelijk. De reactie kan zowel met als zonder katalysator uitgevoerd worden. Katalysatoren die in aanmerking komen voor het proces zijn zure katalysatoren (bv. HCl ofH2S04), basische katalysatoren of vaste katalysatoren. Voor het proces kunnen verschillende typen reactoren gebruikt worden. De reactie kan uitgevoerd worden als reactieve destillatie, in een plug-flow reactor of in een CSTR-reactor. Op basis van een globale kosten schatting, kinetiekgegevens, simulatie mogelijkheden en milieu-eisen is gekozen voor een proces zonder katalysator in een plug-flow reactor. Om een hoge selectiviteit te kunnen halen wordt de reactie uitgevoerd met een overmaat water. Dit water wordt van het product gescheiden in een meertrapsverdamper gevolgd door een destillatiekolom. Vervolgens wordt het product opgewerkt middels drie vacufundestiUaties

Problemen, die bij het ontwerpen opgelost dienden te worden, waren de vorming van mierezuur uit een hoeveelheid methylfonniaat in de voeding en het ophopen in het proces van methanol met als gevolg reactie van methanol met PO tot propyleenglycolmethylethers. Bovendien diende het proces flexibel te zijn naar DPG en TPG. Dit wil zeggen dat de hoeveelheid TPG gemaximaliseerd moet kunnen worden door de DPG-productie te minimaliseren. Dit blijkt nauwelijks mogelijk, zonder extra kosten en de vorming van hogere propyleenglycolen.

Een eenvoudige economische evaluatie werd uitgevoerd om de haalbaarheid te toetsen. Hieruit komt naar voren dat de investeringskosten geschat kunnen worden op M$ 19 (Wilson) ofM$ 54 (Taylor). Volgens beide methoden is het proces rendabel bij een PO-prijs van $ 1,30 per kg. Het proces is uitgerekend bij een PO-prijs van $ 1,32 per kg (december 1995). Hierbij is de pay out time volgens Wilson 4 jaar, de return on investment 18 % en de internal rate of return 40 %.

Het ontworpen proces, dat in dit rapport wordt beschreven, is nog niet optimaal. Verbeteringen zouden in

het proces kunnen worden aangebracht indien meer bekend zou zijn over het gebruik van een goede (

+-)

heterogene katalysator. Andere aspecten die zouden kunnen leiden tot een beter ontwerp zijn: een studie naar '( de back-mixing in de reactor en een onderzoek naar de mogelijkheden om warmte te leveren aan andere productie eenheden.

*

L 0

wl

i

"'-Ol

pr

0

c

es.

~

hes

e h

j).,J,

e<Q

r

Iv..

i

J

;,\

''>

0

\AANt

7

V

*'

\1SS

~l:>~ ~

""i

vf-

,

~I

~

vO-ANt

?

w~

{

h~ ~

.

i

\(

-tM

;-~'~eAA?

Y vq

cl::

.u

\A.

1. INLEIDING ... 1

2. UITGANGSPUNTEN VAN HET ONTWERP ... 2

2.1 Doelstelling en specificaties . . . .. 2

2.2. Proceskeuze ... ... ... 3

2.2.1 Reactieve destillatie ... ... 3

2.2.2 Reactor met heterogene katalysator ... ... 4

2.2.3 CSTRIPFR met homogene katalysator ... ... 4

2.2.4 CSTRIPlug flow reactor . . . .. 5

2.2.5 Samenvatting/conclusie. . . .. 5

2.3 Blokschema. . . .. 6

2.4 Flexibiliteit en maximalisatie TPG .. ... ... 7

2.5 Kinetiek . . . .. 7

3. PROCES STRUCTUUR EN PROCES FLOWSHEET ... 10

3.1 Reactiesectie . . . .. 10

3.1.1 Reactorontwerp . . . .. 10

3.1.2 Minimalisatie DPG .. ... ... ... .... . 11

3.1.3 Neutralisatie van mierenzuur . . . .. 11

3.2 Ontwateringssectie . . . .. 11 3.2.1 Verdamper ... .. , 11 3.2.2 Droger ... ... . . .. 13 3.2.3 Light-ends kolom .. . . .. 14 3.3 Zuiveringssectie ... . . . .. 15 3.3.1 MPG kolom ... .. ... ... 15 3.3.2 DPG-kolom. . . .. 15 3.3.3 TPG-kolom . . . .. 16 3.4. Pompen . . . .. 17 3.4.1. Centrifugaalpompen ... .. ... ... .. ... 17 3.4.2. Vacuümpompen .... ... .. ... 17 3.5 Thermodynamica ... ... ... ... 17

3.6 Proces stromen schema . . . .. 17

4. APPARATUURBEREKENINGEN ... 18

4.1 Reactor . . . .. 18

4 .1.1 Wanddikte van de reactor . . . .. 18

4.1.2 Drukval over de reactor ... ... ... 18

4.2 Flashvaten . . . .. 19 4.3. Verdamper . . . .. 19 4.3.1 Lay-out verdamper ... ... ... ... 20 4.3.2 Drukvalberekening verdamper ... ... ... 21 4.4. Warmtewisselaar. . . .. 23 4.5 Destillatiekolommen ... .. 25 4.5.1 Dimensies .. .. .. .. .. .. .. .. .. .. .. .. .. .. .. . .. .... 25

4.5.2 Controle op weeping en entrainment ... .... .. .... 26

4.5.3 Drukval per schotel ... ... ... 26

4.5.4 Downcomer-ontwerp .... ... .... ... ... .. 27

4.5.5 Schotelontwerp .. ... ... .... .. .. ... ... 28

4.6 Pompen ... ... 29 4.7 Corrosie ... ... ... .. 30 5. MASSAENENERGIE ... 31 5 .1 Warmte-integratie.. . . .. 31 5.2 Massa- en energiebalans . ... ... 33 6. PROCESREGELING ... 38 6.1 Regeling reactor ... ... ... 38 6.2 Regeling drietrapsverdamper ... ... .. ... 38

6.3 Regeling destillatiekolommen ontwateringssectie ... , 38

6.4 Regeling destillatiekolommen scheidingssectie ... ... ... 39

6.5 Regeling waterbufIervat en spui ... ... .... 39

7. PROCESVEILIGHEID ... 40

7.1. Veiligheid, gezondheid en milieu ... ... ... ... 40

7.2 Veiligheidsgegevens ... ... .... .. 40

7.3 HAZOP van fabrieksontwerp ... ... ... 41

8. ECONOMIE. . . .. 45

8.1. Berekening investeringskosten ... ... ... 45

8.1.1 Investeringskosten volgens Taylor ... ... :. 45

8.1.2 Investeringskosten volgens Wilson ... ... 46

8.2. Berekening productiekosten .. ... ... ... ... .... 46

8.3. Rentabiliteit van het proces ... ... ... 47

8.3.1 ROl .... ... .. ... ... " 48 8.3.2 POT .. ... ... .... ... .... . 48 8.3.3 IRR .. ... ... ... .. 48 8.4 Evaluatie kostenberekeningen ... ... ... 48 9. CONCLUSIES EN AANBEVELINGEN ... 50 SYMBOLENLIJST . . . .. 52 LITERATUURLIJST. . . .. 55

Bijlage I: Chemische en fysische eigenschappen ... ... ... .. 57

Bijlage II: Reactorontwerp ... ... ... ... ... 61

Bijlage ill: Invloed DPG-recycle . . . .. 63

Bijlage IV: Flowsheet ... ... ... ... 65

BijlageV: Gevoeligheidsanalyse destillatiekolommen ... ... ... 66

Bijlage VI: T,x,y-diagrammen ... ... ... ... ... 68

Bijlage VII: Proces stromen schema ... ... ... 69

Bijlage VIII: Stroomtabellen . . . .. 70

Bijlage X: Flashvaten ... .... ... .... .... ... ... 77

Bijlage XI: Apparatenlijsten ... ... ... ... .. 80

Bijlage XII : Resultaten van verdamperberekeningen ... .... 90

Bijlage XIII : Specificatiefonnulieren .... ... ... .... ... ... . 93

Bijlage XIV : Resultaten wanntewisselaar . . . .. 102

Bijlage XV : Berekeningen MPG-kolom ... .... ... ... 104

Bijlage XVI : Pompen . . . .. 110

Bijlage XVII : Cascade diagram ... ... ... . .. 111

Bijlage XVIII: Hot and co1d composite curve .... ... ... 112

Bijlage XIX : Overall balans en molbalans reactor ... ... .. 113

Bijlage XX : Massabalansen per unit . . . .. 114

Bijlage XXI : Investeringskosten volgens Taylor . . . .. 116

Bijlage XXII : Investeringskosten volgens Wilson. . . .. 117

Bijlage XXIII : Productie kosten. . . .. 118

Bijlage XXIV : Kosten raw materials . . . .. 119

Bijlage XXV : Kosten utilities . . . .. 120

Bijlage XXVI : Berekening IRR .... ... ... 121

Bijlage XXVII: Overzicht resultaten ... ... ... 122

t

U

~

\: I.

\I~

C'}Ci

_l

e

,~( . \0(.

ertS.

(

~

\..

\'-ot'!;

vJ

1

1. INLEIDING

~~

Door de lage giftigheid worden ProPYleenglycolk vaker gebruikt ter vervanging van ethyleenglycolen.

Propyleenglycolen zijn heldere, kleurloze, n?énoeg reukloze, sterk hygroscopische vloeistoffen en worden

onder andere toegepast in an!" ' ontdoo '. gsmiddelen voor vliegtuigen, oplosmiddelen, smeermiddelen,

verfsoorten en coatings Hoogwaardige ropyleenglycolen worden gebruikt als conserveringsmiddelen,

oplosmiddelen en als mi e om ochtigheidsgraad op peil te houden in voedsel, tabak, diervoeders,

cosmetica en farmaceutische artikelen. De productie van propyleenglycolen was in 1995 in Europa 432 kton

[1]. Een van de grotere producenten van propyleenglycolen in Europa is ARCO Chemie Nederland.

De fabriek van ARCO Chemie Nederland, gelegen in het Botlekgebied van Rotterdam, produceert

chemische halffabrikaten voor toepassing in de productie van industriële produkten en consumptie-goederen.

In 1972 heeft ARCO Chemie Nederland een fabriek voor de productie van propyleen oxide (PO), met

installaties voor het produceren van de secundaire producten isobutyleen en propyleenglycolen in gebruik genomen. De productiecapaciteit van het POrrBA (tertiair butyl alcohol) proces is in de loop van de jaren aanzienlijk uitgebreid. Met een capaciteit van 245.000 ton/jaar is ARCO op dit moment 's werelds grootste

producent van PO. Een gedeelte van dit PO wordt door hydrolyse omgezet in propyleenglycolen. Dit

fabrieksvoorontwerp (FVO) heeft betrekking op deze omzetting van PO in propyleenglycolen, De opdracht voor het ontwerp is door ARCO Chemie Nederland als volgt geformuleerd:

"Ontwerp een fabriek voor de productie van mono-(MPG), di-(DPG) en tripropyleenglycol (TPG) uitgaande van PO en water, eventueel met een katalysatoLHet ontwerp moet erop gericht zijn 75 k10n MPG per jaar

te produceren en verder de TPG productie te maxim~~ren. De MPG, DPG en TPG moeten een zuiverheid

hebben van respectievelijk 99,5%,99,0% en 99~bben."

wt

O-Jb

Het doel van ARCO Chemie met dit FVO IS er achter te komen hoe startende ontwerpers, die met

het huidige proces onbekend zijn, een dergelijke fabriek met hun voorkennis zouden ontwerpen en het

resulterende ontwerp te vergelijken met het door ARCO Chemie zelf gemaak1e ontwerp voor een

propyleenglycolen fabriek.

De opbouw van dit ontwerprapport is als volgt: In hoofdstuk 2 worden de reacties, de specificaties en de

beschikbare utilities van het proces gesommeerd, Vervolgens wordt gerapporteerd welke processen uit een

literatuuronderzoek naar voren zijn gekomen en welke keuze hieruit is gemaak1. Verder worden andere

belangrijke uitgangspunten zoals de kinetiek behandeld. In hoofdstuk 3 wordt ingegaan op de berekeningen

met het flowsheetingprogramma ASPEN PLUS, op de keuzes die aan de hand hiervan zijn gemaakt en de

resulterende ontwerp gegevens. In hoofdstuk 4 worden de apparaatkeuzes verder uitgewerkt en worden de

apparaten berekend. Hoofdstuk 5 geeft de massa- en warmtebalansen van het proces. De daarop volgende

hoofdstukken bespreken achtereenvolgens de procesbeheersing (regeling van het proces), de veiligheid van

het proces voor mens en milieu en er vindt een economische evaluatie van het proces plaats. Het

ontwerprapport wordt tenslotte afgesloten met conclusies en aanbevelingen.

bWVJ~r

p

p'(DCeS

2. UITGANGSPUNTEN VAN HET ONTWERP

2.1 Doelstelling en specifica

~

'?>

5"

'8

~

~

'IN ..

1

er~

hu

Q

d

Er dient een proces ontworpen e worden voor de productie van mono- (MPG), di- (DPG) en tripropylccnglycol (TPG), uit andc van propylcenoxidc (PO) en water, eventueel met behulp van een katalysator. Per jaar (8600 uur) moet 75 kton MPG geproduceerd worden, daarbij dient de productie van TPG gemaximaliseerd te worden. Het te gebruiken PO is afkomstig uit het PO/TBA proces van ARCO Chemie Nederland, lokatie Botlek, en heeft een zuiverheid van 98,5%. Het proces dient flexibel te zijn naar DPG en TPG. De lokatie voor de te ontwerpen fabriek is eveneens het terrein van ARCO Chemie in de Rotterdamse Botlek.

De belangrijkste reacties van dit proces zijn: MPG-produetie: DPG-productie: TPG productie: C₃H₆0

+

H₂0 -. C₃Hg0₂ C₃H₆0

+

C₃Hg02 - . C6H1403 C3H60

+

C6H1403 - . CJf2004 ~~ = - 89,4 kJ'mol-1 ~~ = -110,9 kJ'mol-1 ~~ = -112,2 kJ'mol-1

Als nevenreactie worden hogere propyleenglycolen gevormd op analoge wijze als DPG en TPG. De

eindproducten MPG, DPG en TPG moeten een typische zuiverheid hebben van respectievelijk 99,5%, 99% en 99%. Deze producten worden met een temperatuur van 40°C naar de opslag gepompt.

t

PO-voeding

komt uit een tank bij omgevingscondities en heeft de volgende samenstelling:

?

(

)

,

'

\ )

(..t

\

~V-d

T b 1 2 1 S a e amens e tg t llin PO oedin -v tg

f .

Component Massafractie

Propeenoxide 0,985

Methanol 0,007

Accctaldehydc 0,004

Methylformiaat 0,004

Aceetaldehyde geeft onder de omstandigheden van het proces geen nevenreacties. Het methylformiaat (MF, methanolmethanoaat) ontleedt in aanwezigheid van veel water in mierezuur (methaanzuur) en methanol. Methanol reageert met PO naar propyleenglycolmethylether (PGME, l-methoxy-2-propanol). Indien PGME zich ophoopt, zal het PGME verder reageren met PO tot dipropyleenglycolmethylether (DPGME, 2-methoxy-methylethoxy)-propanol): Ontleding MF: Vorming PGME: Vorming DPGME: y\ C2H402 + H20 -. CH30H + COOH CH30H + C3H60 -. C4HlO02 C4HIO02+ C3H60 -. C7H160] ~~ = 14.6 kJ'mol-1 ~~ = -109,3 kJ'mol-1 ~~ = -110,1 kJ-mol-1

(Het mierezuur vormt een azeotroop met water.) De waterige oplossingen k.-unnen biologisch worden afgebroken; de zware bijproducten k.llllI1en zonder kosten of verdiensten worden afgezet als brandstof.

Voor het proces zijn op het terrein van ARCO Chemie diverse utilities beschikbaar. Hiervan is een overzicht gegeven in tabel 2.2. In bijlage I zijn van de in het proces voorkomende stoffen de belangrijkste stofeigenschappen en veiligheidsgegevens gegeven [3,8, 20]. Ontbrekende gegevens zijn geschat met ASPEN PLUS. De mark.1prijzen van PO, MPG, DPG en TPG zijn prijzen uit december 1995 [2]

Tabel 2.2: Utilities ,,/

C" IA

iliM

s

w

h

e

k

lM:

p

3

e

r-

!

J

v-.

ho(v~el

ovtrve..r--FV03195: Uitgangspunten van het ontwerp

Hoge druk stoom 13 bar, 465 K [23] Lage druk stoom 5,5 bar,429 K [23]

Hele olie 8,5 bar,507 K

hiHi

k

d

Koelwater Tin =298 K, T uit<313 K

Perslucht 7 bar, 298 K

2.2. Proceskeuze

Voor de gegevens betreffende het proces en de kinetiek van de reacties werd gezocht in de Chemical Abstracts van 1938 tot en met januari 1997 en in de beschikbare literatuur van de Centrale Bibliotheek van de TU-Delft. Behalve naar de productie van propyleenglycolen uit propeen-oxide werd ook gekeken naar de productie van ethyleenglycolen uit ethyleenoxiden.

Uit de literatuurstudie kwamen de volgende vier processen naar voren:

1) Reactieve destillatie, gevolgd door een droogtoren en vacuÜIndestillatie.

2) Reactie van PO en water in een reactor met een vaste katalysator, gevolgd door een droogtoren en vacuÜIndestillatie

3) Reactie in een CSTRIPFR met het gebruik van _{een base of zuur (bijvoorbeeld HCI of H2SO 4) als} katalysator. De reactor wordt gevolgd door een multi-effectverdamper, een droogtoren en vacuÜIn-destillatie.

4) Hetzelfde proces, maar nu zonder katalysator.

Alle processen kunnen worden samengevat in het volgende schema:

r---' .---~----r_---__, : WATER po Reactorsectie I I I I Zuiverings-sectie I I I I ~---_ _ _ _ _ _ I Scheidingssectie

De vier proces-opties zullen in de volgende paragrafen kort besproken worden.

2.2.1 Reactieve destillatie

NIPG DPG TPG

In dit proces komt de PO-voeding halverwege de kolom binnen. Water wordt bovenin de kolom toegevoerd. De gevormde propyleenglycolen komen in het bodemproduct. Aan de top vindt een bijna totale reflux van water plaats. Water en PO worden toegevoerd met een molverhouding van 1:3. De druk in de destillatie-kolom is ongeveer 12 bar. De temperatuur ligt rond de 200°C. De productstroom wordt na de destillatie-kolom naar de droogtoren gepompt, waar de laatste resten water worden verwijderd. De ruwe PG wordt daarna middels vacuümdestillatie gescheiden in MPG, DPG, TPG en zwaardere producten. [22, 25] Voordelen:

• De hoeveelheid water in de productstroom is aanzienlijk kleiner dan in de ere processen. Hierdoor is er geen verdamper meer nodig na de destillatietoren. De reactie is choner.

Nadelen:

•

Hoog stoomverbruik.

•

Het blijkt dat er een groot aantal steady-state waarden gevonden kan worden, waardoor de simulatie erg instabiel is en het proces moeilijk is te simuleren [5].

•

Grotere kans op run-aways (overmaat PO).

2.2.2 Reactor met heterogene katalysator

In de reactor worden water en PO langs een vaste katalysator geleid in een molverhouding van ongeveer 6: 1.

De productstroom wordt naar de droogtoren geleid, waar het water wordt verwijderd. De ruwe PG wordt dan in drie vacuümkolommen gescheiden in MPG, DPG, TPG en heavies. Er zijn voor de productie van glycolen uit alkeenoxiden verschillende gepatenteerde katalysatoren beschikbaar [26-31]. Het gaat hierbij voornamelijk om ionen-wisselaars, zoals een anionische ionenwisselaar van het quaternaire ammonium type . met bicarbonaat als anion. Deze katalysator, ontwikkeld door Shell Chemie [30], lijkt het meest geschikt en de beste resultaten te geven.

Voordelen:

• De katalysator hoeft niet meer van de produktstroom gescheiden te worden en vervuilt de productstroom dus ook niet.

• De katalysator kan redelijk gemakkelijk geregenereerd worden [11]. • De reactiesnelheid is hoger (zuur gekatalyseerd).

• Milde reactiecondities (nauwelijks extra corrosie) .. Nadelen:

• De katalysator deactiveert, er is dus een regeneratiestap nodig.

• In de literatuur is nog niet veel bekend over dit onderwerp. De katalysator voor dit proces is nog volop in ontwikkeling, informatie is daarom moeilijk verkrijgbaar.

• Sommige katalysatoren veroorzaken moeilijk verwijderbare geuren in het product.

• Verschillende katalysatoren verliezen metalen die verder in het proces neerslaan en problemen geven.

2.2.3 CSTRIPFR met homogene katalysator

In dit geval wordt de reactie homogeen gekatalyseerd en uitgevoerd in bijvoorbeeld een buisreactor of een combinatie van reactoren. De molverhouding water: PO in de voeding is 15: 1. De reactie-unit wordt gevolgd door een meertrapsverdarnper, een droogkolom om het water te verwijderen en drie vacuümkolommen voor de scheiding in MPG, DPG en TPG.

Als katalysator kan gekozen worden uit een zuur of een base. Uit de literatuur [16] blijkt dat de met zuur gekatalyseerde reacties (bij dezelfde temperatuur) ongeveer 104 _{maal zo snel gaan als de niet gekatalyseerde}

reacties. De basisch gekatalyseerde reactie is ongeveer 102 _{maal sneller dan de niet-gekatalyseerde reactie.}

Het nadeel van een basisch gekatalyseerd proces is echter een slechtere selectiviteit [15,26].

Als katalysator is daarom vooral gekeken naar een sterk zuur. Een vluchtig zuur heeft daarbij de

voorkeur, omdat het zuur dan eenvoudig door destillatie/strippen kan worden gescheiden van de productstroom. Het gebruik van Hel of Hel03 zal hoogstwaarschijnlijk leiden tot de vorming van gechloreerde koolwaterstoffen. Dit zou in strijd zijn met het aan de TU-Delft gehanteerde principe van duurzame technologie, maar het zou ook (in de toekomst) een probleem kunnen vormen met milieuwetgevingen.

Zwavelzuur wordt in de (experimentele) literatuur eveneens vaak genoemd. Dit is echter moeilijker te scheiden van de productstroom, geeft corrosie en vormt complexen met het PG wat tot een groter productverlies leidt [15,17]. Zwavelzuur kan venvijderd worden met een ionemvisselaar.

FV03195: Uitgangspunten van het ontwerp 5

Voordelen zure katalyse:

• Hogere reactiesnelheid en dus een kleinere reactor • Mildere procescondities

• Goede selectiviteit

• Redelijk veel kinetiekgegevens (echter niet bij hogere temperaturen, [19] ) Nadelen zure katalyse:

• De katalysator dient weer uit de productstroom verwijderd te worden.

• Hoge corrosiviteit van de katalysator, waar het materiaal tegen bestand moet zijn • Grotere kans op ongewenste nevenproducten of complexen

• Extra kosten door katalysator (en neutralisatie)

2.2.4 eSTRIPlug flow reactor

In dit geval wordt een reactor, bijvoorbeeld een buisreactor of een combinatie van reactoren gebruikt voor de reactie. De molverhouding PO:water in de voeding is nu 1: 15. De reactie-unit wordt gevolgd door een meertrapsverdamper, een droogkolom om het water te verwijderen en drie vacuümkolommen voor de scheiding in MPG, DPG en TPG. In dit geval is een recycle nodig. In dit proces wordt geen katalysator gebruikt (zie vorige paragraaf).

Voordelen:

• Het product hoeft niet gescheiden te worden van een katalysator.

• Er zijn geen speciale materialen nodig die bestendig zijn tegen de zure/basische katalysator. • Voldoende kinetiekgegevens, bij v [21],

• Bij de gebruikelijke hoeveelheid water is de yield naar PG beter dan bij reactieve destillatie [25]. Nadelen:

• Hoge druk en hoge temperaturen

• Reactiesnelheid is lager dan wanneer een katalysator wordt gebruiki.

2.2.5 Samenvatting! conclusie

Om tot een goede keuze te komen zijn enkele processen en enkele belangrijke eigenschappen in een matrix (volgende bladzijde) geplaatst zodat alle voor-en nadelen in een oogopslag overzien kunnen worden.

Uiteindelijk is gekozen voor h aatst besproken proce . De argumenten hiervoor zijn in de vorige vier paragrafen naar voren gebracht: Het proces is eX1 e er, vereist geen extra scheiding om een katalysator te venvijderen, er is voldoende literatuur over beschikbaar, het proces is relatief eenvoudig te simuleren en er hoeven geen speciale materialen of constructies voor te worden gebruikt. Bovendien blijkt uit de literatuur dat in commerciële processen voor de productie van propyleenglycolen nauwelijks katalysatoren worden toegepast [12, 24,26].

-

VJw\.

,,"O'-t.

l.J.-

b

~

~

0 ..

~

v..;~rf>

()

f

\~

v Vru--

7

FV03195: Uitgangspunten van het ontwerp ₆

Tbl23 K a e .. euzema x processen voor d tri e pr uc ie van od t' PG

Reactieve CSTRIPFR CSTRIPFR CSTRIPFR Zuur gekat. destillatie zonder kat. zuur gekat. base gekat. heterogeen

homogeen homogeen Selectiviteit +

-

-

--

-Kosten

++

-

--

--

-Reactiesnelheid +

-

+++

++

+++ Stoom

--

+ + +

++

Kinetiekgeg.

++

+++ + +

-Simulatie

---

++

++

++

+ Milieu/veiligheid

-

+

-

+ + Totaal 0 +4 +3 +3 +4 t I 't I

+3

2.3 Blokschema

Het gekozen proces zal in hoofdstuk 3 aan de hand van simulaties verder worden uitgewerki. In eerste instantie wordt uitgegaan van het onderstaande schema als uitgangspunt. Later zal blijken of het hier geschetste proces (uit het reviewverslag) inderdaad het meest logisch is.

~

)

5PUI Battery limit

,_

_

_

_

_

_

_

_

_

_

_

_

_

_

_

_

_

_

_

_

_

_

_____

______

_

_______

_

__ _

l ___

_

__

__

___

_

_

_

____

__

__

_

_

,

, , , , : 516 506 : : 502 501 514 515 R01 ₅₀₃ T01 = 3-TRAP5VERDAMPER T02 = DROOGKOLOM T03 = MPG-KOLOM T04 = DPG-KOLOM TOS = TPG-KOLOM 517 T01 504 50S V01=VooRRAADTANKPO V02 = VOORRAADTANK WATER V03 = BUFFERVAT R01 = REACTOR

FV03195: Uitgangspunten van het ontwerp

₇

2.4 Flexibiliteit en maximalisatie TPG

In de literatuur kunnen enkele voorbeelden worden gevonden van het instellen van de productverdeling van de propyleenglycolen. Zure katalyse of niet katalyseren blijkt niet zoveel invloed te hebben. (Er is wel een katalysator bekend, waarmee de productverdeling tussen mono- en diethyleenglycol volledig kan worden ingesteld [14]) De temperatuur blijkt nauwelijks of geen invloed te hebben. Het variëren van de molverhouding water: PO blijkt een redelijk grote invloed te hebben [15]. Een andere mogelijkheid is het terugvoeren van PGnaar de reactor om de verhouding tussen MPG, DPG en TPG in te stellen [24]. Tevens is het mogelijk om een reactor te gebruiken die DPG omzet in TPG. Dit is economisch niet aantrekkelijk omdat TPG evenveel oplevert als DPG.

Met behulp van het flowsheeting programma ASPEN PLUS zullen de volgende drie mogelijkheden in dit rapport verder (zie paragraaf 3.1.1) uitgewerkt worden:

1. Variatie van de temperatuur van de voeding 2. Variatie van de verhouding water/PO 3. Terugvoeren van DPG naar de reactor

2.5 Kinetiek

In de literatuur [21] staan gegevens vermeld over de niet katalytische hydratatie van ethyleenoxide. Deze reactie vormt de basis voor de bereiding van ethyleenglycolen. De kinetiek van dit proces verloopt via een parallel-serie syteem van reacties die leiden tot de vorming van ethyleenglycol, di-ethyleenglycol en

tri-ethyleenglycol.

Er is aangenomen d propeenoxide p gelijke wijze met water tot MPG, DPG en TPG reageert. Uit de literatuur blijkt dat on standigheden de k-waarden voor ethyleenoxide en propyleenoxide gelijk zijn [13], daarom zijn voor de kinetiek van propeenoxide dezelfde k-waarden gebruikt als in de literatuur vermeld voor etheenoxide. Dit kinetiekmodel van de niet-katalytische hydratatie van etheenoxide is ontwikkeld op basis van veronderstelde monomoleculaire, bimoleculaire en trimoleculaire reactie van etheenoxide met water en glycolen. In het betreffende artikel wordt bij de reacties uitgegaan van de volgende situaties: H H C-H C-H c---o'" \ <.0

e

~(,l

éyCb(,(]'-2 2 \ "...2 , 0, ,H "'H-o/ 'H A B

c

Bij A gaat men er vanuit dan het PO-molecuul wordt omringd door twee watermoleculen. Bij B wordt verondersteld dat een PO molecuul wordt omringd door een watermolecuul en een MPG, DPG of TPG molecuul (afhankelijk van i). Bij C wordt PO omringd door de gevormde glycolen. Deze optie wordt hier achterwege gelaten omdat de concentratie aan glycolen laag blijft.

0\

7

~

o·

Dit leidt tot het volgende parallel-serie systeem van reacties, dat in het volgende blok gegeven is. Hierin

.v

geldt: 1

=

H₂0, 2 = PO, 3

=

MPG, 4

=

DPG, 5

=

TPG, 6 = tetrapropyleenglycol (QPG), 7 =

~~

\

pentapropyleenglycol (pPG), 8

=

methanol (MeOH), 9

=

propyleenglycolmethylether (pGME), 10 = dipropyleenglycolmethylether (DPGME), 11 = methaanzuur (MZ), 12

=

methylmethanoaat (MF); k1 tot ke;

PO + water + water

A + _{H20 --kl--> CH3CHOHCH20H} + 2 _{H20 {vonning van MPG}}

A + _{CH3CHOHCH20H --k} -~ (CH3CHOHCH2)20 + 2 _{H20 {vonning van DPG}} A + (CH3CHOHCH2)20

~

>

HO(C3H60)2C3H60H + 2 _{H20 {vonning van TPG}} PO + water

+

MPG

~

B + _{Hp --k2--> CH3CHOHCHzOH} + HzO + _CH3CHOHCHzOH

B + _CH3CHOHCHzOH --ks--> (CH_3CHOHCHz)zO + HzO + _CH3CHOHCHzOH

B + _(CH3CHOHCH2

)P

_{--ks_-> HO(C3H60)zC3H}60H + HzO + CH3CHOHCHzOH

PO + water

+

DPG

B + _{H20 --k2--> CH3CHOHCH20H} + _H20 + (CH3CHOHCH2)20

B + _{CH3CHOHCH20H --ks--> (CH3CHOHCH2}

)P

+ _H20 + (CH3CHOHCH2)20 B + (CH3CHOHCH2)20 --ks--> HO(C3H60)2C3H60H + _H20 + _(CH3CHOHCH2

)P

PO + water + TPG

B + Hp _--kz_-> _CH3CHOHCH20H + HzO + _HO(C3H60)zC3H60H

B + _{CH3CHOHCH20H --ks--> (CH3CHOHCHz)20} + _H20

+

_{HO(C3H60)zC3H}60H B + _(CH3CHOHCH2

)P

_{--ks--> HO(C3H}60)zC3H60H + HzO + HO(C3H60)2C3H60H

In het artikel zijn nog meer reacties opgenomen. Omdat echter in een waterige omgeving wordt gewerkt, waar de productconcentraties beperkt blijven, worden andere reacties niet meegenomen in de kinetiek. Voor de productie van de hogere glycolen zijn de volgende twee reacties meegenomen:

A + HO(C3H60)2C3H60H --kc> QPG + 2 _H20 A + QPG --kr> PPG + _{2 H20}

Voor de nevenreacties van methanol met PO naar PGME en voor PGME met PO naar DPGME wordt het volgende aangenomen:

A + _{CH30H --k2--> PGME} + 2 _H20 A + _{PGME --k2--> DPGME}

+

2 _H20

In de PO voeding is een hoeveelheid MF aanwezig. Aangenomen wordt dat dez€·stof geheel reageert tot methaanzuur en methanol. De kinetiek gegevens zijn zo gekozen dat een totale omzetting wordt verkregen.

MF + H20 --~--> MZ + Me OH

De vergelijkingen voor de bijbehorende k-waarden eP.mol-3.s-l_{) zijn:} kl = exp (2,26 - 16,130/RT) k2 = exp (5,67 - 17,950/RT) k4 = exp (5,75 - 17,950/RT) ks = exp (7,09 - 18,470/RT) ~ = exp (6,91 - 0,0033/RT) Waarin: R T

=

Gasconstante

=

1,987 [cal-mol-I KI] = Temperatuur [ K]

FV03195: Uitgangspunten van het ontwerp ₉

Hierbij is dus aangenomen dat de waarden van ethyleen oxide ook voor propyleenoxide gelden. De reactie-

n

I

"'ct

snelheidsvergelijkingen zijn dan als volgt:

v

0 rV\A-i

4

s

S iA.et ~

-rl _{= k\.X\3.X2 + k2·x\2(X3 + X}4 + Xs) + ~ X\.X\2 -r2 = k\.X\3.X2 + k2·x\2xlx3 + X4 + Xs + _X8 +~) + k4·x\2xlx3 + X4 + Xs + ~) + _ks.x\.xlx32 + 2.x3. X4 + X42 + x3· Xs + x4· Xs) r3 = k\.X\3.X2 + (X3 + X4 + Xs)( k2·x\2.X2 - kS·X\'X2·X3) r4 = k4·x\2.X2·(X3 - x4)

+

ks·x\.xlx/ - x/

+

x3·XS -x4.XS) rs = k4·x\2.X2·(X4 - xs) + ks·x\.xlx3· X4 + x4 · Xs + x/) r6 = k4·x\2.X2·(XS - ~) r7 = k4·X\2.X2·~ r8 =~x\.xI2 r9 = k2·X\2.X2·X8 rIO = k2·X\2.X2·~ ril = ~ X\.X\2 -r\2 = ~ X\.X\2

: reactiesnelhei van water

: reactiesnelheid van PO : reactiesnelheid MPG : reactiesnelheid DPG : reactiesnelheid TPG : reactiesnelheid QPG : reactiesnelheid PPG : reactiesnelheid MeOH : reactiesnelheid PGME : reactiesnelheid DPGME : reactiesnelheid MZ : reactiesnelheid MF Hierbij zijn x de concentraties in mol per liter. De indexen zijn als volgt gedefinieerd:

1 =H20, 2 =PO 3 =MPG 4 =DPG 5 =TPG 6 = tetrapropyleenglycol (QPG) 7 = pentapropyleenglycol (PPG) 8 = methanol (Me OH)

9 = propyleenglycolmethylether (pGME) 10 = dipropyleenglycolmethylether (DPGME) 11 = methaanzuur (MZ)

3. PROCES STRUCTUUR EN PROCES FLOWSHEET

3.1 Reactiesectie

3.1.1 Reactorontwerp

Er is gekozen voor een plugflowreactor (PFR), omdat het bij deze reactor, ten opzichte van een CSTR, eenvoudiger is om volledige omzetting van PO te regelen. Een PFR geeft namelijk minder backmixing dan een CSTR, waardoor het PO selectiever naar MPG zal reageren. Daardoor is het effect van de neven-reacties bij een PFR kleiner dan bij een CSTR. Door de lagere verblijftijdsspreiding in een PFR zullen de reacties naar hogere glycolen minder plaatsvinden dan in een CSTR. Een nadeel bij het modelleren van een PFR is dat de reactor als ideaal zal worden aangenomen, dus zonder verblijftijdsspreiding. Er zal echter altijd wel een kleine verblijftijdspreiding in de reactor voorkomen. Dit wordt niet meegenomen door het ontbreken van criteria voor

d

<§

ckmixing

~

-

~ ~ ~

c.J.

ry,

1.

Met behulp van ASPEN PLUS (release 9.2.6) zijn d optimal rocescondities voor de reactor bepaald. De reactor is gesimuleerd met het blok RPLUG. De ingevoer e gegevens voor het simuleren van de reactor zijn gegeven in tabel 3.l. Door verschillende zogenaamde gevoeligheidsanalyses (sensitivity analysis) uit te voeren is gebleken dat onder de omstandigheden weergegeven in tabel 3.1 optimale omzettingen behaald kunnen worden. Tevens is met een zogenaamde gevoeligheidsanalyse (sensitivity analysis) in AS PEN PLUS,

het optimale reactorvolume bepaald. In bijlage TI, zijn grafieken weergegeven waarmee de optimale procescondities zijn bepaald.

Ontwerpcriteria:

• De reactor is ontworpen op een selectiviteit van 80 %. Deze waarde is een compromis tussen de selectiviteit en de hoeveelheid water nodig om dit te bereiken. De grootte van de PO voeding is

~ daardoor 2,357 kg·s"l. . - "

(

:

Dë

PO worddruk wLördt v9lledig

z

o

gekozen dat het reactiemengsel in de vloeistoffase blijfto~gezet om verlies ervan via de light-ends kolom te voorkomen en explosie-. gevaar te minimaliseren.

\

\

.

\ ,

•

Het volume van de reactor moet zo klein mogelijk zijn. _______________

De reactor is adiabatisch. ~, ___

Tbl31 R a e .. esu taten reactorontwetp Temperatuur voeding 395 K Volume reactor 30,54 m3 Waterdebiet 10,8 kg'S"1 Druk 20 bar Temperatuur effluent 452 K HplPO 14,8 moVmol MPG : DPG : TPG 100: 11,2: 0,8 mol Selectiviteit 78,8 %

\

\

V=

L.

lt'

b

L

'1

hö

-e.

kw>

y

L~J)~

L

i

~

koo-fJ

) tlil

k

Lf

FV03195: Processtructuur en procesflowsheet ₁₁

3.1.2 Minimalisatie DPG

In paragraaf 2.4 zijn verschillende mogelijkheden beschreven om DPG te minimaliseren en TPG te maximaliseren. Deze mogelijkheden zijn met behulp van ASPEN PLUS uitgewerkt en leidden tot de volgende conclusies:

• De invloed van het recyclen van DPG naar de reactor is gegeven in bijlage ill. Het blijkt dat dit slechts een geringe invloed heeft. Er is sprake is van een reductie van ongeveer 10 wt% en productie van meer TPG, echter ten koste van meer PO. Dit is dus wel een mogelijkheid om de DPG-productie te verminderen, maar niet rendabel.

•

Het vergroten van de water:PO-verhouding heeft als effect dat minder DPG en hogere glycolen worden gevonnd. In bijlage TI is een grafiek gegeven met de resultaten van een gevoeligheids-analysè. Hierin is te zien het met de variatie van de water:PO-verhouding mogelijk is een reductie van de DPG-productie is te bereiken. Dit vereist echter een grotere capaciteit van de ontwateringssectie en de reactor.

I

•

De invloed van de voedingstemperatuur is ook gegeven in bijlage IT. De conclusie die getrokken kan worden, is dat bij hogere temperaturen de reacties naar hogere glycolen bevorderd worden. Een echte minimalisatie is niet uit te voeren met de variatie van de voedingstemperatuur.

f:

0..<) et. I"

eeg

\A

al

3.1.3 Neutralisatie van mierenzuur

In hoofdstuk 2.1 wordt de kinetiek gegeven van de reacties. Een van de reacties die plaatsvindt is de ontleding van methylformiaat (MP). Uit MF wordt methanol (MeOH) en mierezuur (MZ) gevonnd. Omdat MZ corrosief is en zich ophoopt in de recycle, moet het worden geneutraliseerd. Dit gebeurt met natronloog. Er wordt dan natriumformiaat (natriummethanoaat, NF) gevonnd. De neutralisatie vindt plaats in de waterrecycle voor de recyclepomp (P09). Het zal worden geïnjecteerd aan de zuigzijde van de pomp, zodat een goede menging optreedt. In het flowsheet in ASPEN PLUS is de neutralisatie niet opgenomen. Dit is een bewuste keuze geweest. Er is er voor gekozen het mierezuur als een soort van "dummy component" in het proces te laten. Dez~ummy component )taat dan model voor verontreinigingen in de voeding die net als mierezuur niet doorreageren, ZIch ophopen in de recycle en moeilijk te verwijderen zijn. Zodoende wordt de invloed van verontreinigingen op het proces en de processtromen meegenomen.

3.2 Ontwateringssectie

3.2.1 Verdamper

De productstroom van de reactor bevat een behoorlijke overmaat water. Vanwege deze grote hoeveelheid water is uit energieoverwegingen na de reactor een meertrapsverdamper geplaatst. Hierbij is gekozen voor een therrnosyphon reboiler. De keuze voor een bepaalde verdamper, met een gegeven duty, hangt af van de viscositeit en neiging tot vervuiling van de procesvloeistof, de druk waaronder gewerkt wordt en de apparatuur lay-out (beschikbare ruimte) [7, p589]. Een therrnosyphon reboiler is het meest economische type reboiler en kan in dit geval toegepast worden als verdamper. Een therrnosyphon reboiler is een verticale wisselaar (shell en tube wisselaar) met verdamping in de tubes [7, p587].

Als de voeding in de meertrapsverdamper op kookpunt binnenkomt, geldt bij benadering voor de heat duty

Q

[W] per trap: Waarin: U A /1T

Q

= UxAx/1T = Warmteoverdrachtscoëfficiënt = Warmtewisselend oppervlak

= Temperatuurverschil stoom en kokende vloeistof

[W·m-2_Kl] [m2]

[K]

Het temperatuurverschil tussen stoom en kokende vloeistof is de drijvende kracht van de verdamper. De verdamping wordt voor het grootste gedeelte uitgevoerd onder vacuüm om zo het temperatuurverschil tussen de beschikbare stoom en de kokende vloeistof gunstiger in te stellen en daarmee samenhangend de warmte-flux te vergroten. Wanneer de drukken hoger gekozen worden, zal dit bovendien als gevolg hebben dat er meer MPG verdampt wordt.

Met behulp van het simulatieprogramma ASPEN PLUS zijn zowel een tweetraps-, een drietraps-, als een viertrapsverdamper doorgerekend. De keuze voor het aantal trappen is bepaald aan de hand van het energieverbruik en apparaatkosten. Het drukverioop over de verschillende verdampers is daarbij gelijk gehouden (eerste trap-laatste trap: 1,3-0,25 bar). De warmteoverdrachtscoëfficiënten zijn in eerste instantie geschat [7, p513]. In hoofdstuk 4 zullen deze warmteoverdrachtscoëfficiënten berekend worden. De temperatuurverschillen en de heat duty's zijn bepaald aan de hand van ASPEN PLUS. Een daling van de warmteoverdracht in de hogere trappen leidt tot een toename van het warmtewisselend oppervlak. Op basis van de grootte van het warmtewisselend oppervlak is een globale schatting van de apparaatkosten gemaal"! volgens [7, p193]:

Ce

=

CxA 0,53

_[3.2]

Waarin: Ce

=

Apparaatkosten [fl] C = Constante = 12880 fl

De apparaatkosten worden met een factor 4 vermenigvuldigd om zo de totale kosten (aanschaf en installatie) van de verdampers te schatten [9, p33]. Naast de totale apparaatkosten (equipment costs) zijn de stoomkosten (steam costs), in guldens per jaar, per meertrapsverdamper berekend. De totale apparaatkosten en de totale stoomkosten zijn weergegeven in figuur 3.1.

Meertrapsverdamper

In de figuur is te zien dat de totale apparaatkosten

aanzienlijk stijgen naarmate het aantal trappen toeneemt. In tegenstelling tot de apparaatkosten, dalen de stoomkosten met een toename van het aantal trappen.

5,0 ,..----,----,.--, 4,0 +----1--+-__ -1 3,0 +----1-=--+-__ -1 1,0 0,0 2 3 4 Aantal trappen El iUiPment costs [Mfl)

steam costs [Mfl/y)

Door een pay out time (POT) te berekenen van een tweetraps- vs. drietrapsverdamper en een drietraps- vs. viertrapsverdamper kan een keuze tussen de verschillende verdampers gemaaJ..."! worden.

Figuur 3.1 : Kostenschatting verdamper

De POT is als volgt berekend:

t

.

O

.

V

·

w

e.1

h.

~

~

r<'fer~'~

POT

= verschil totale apparaatkosten

[jl]

verschil stoomkosten [/lij] [3.3]

Op basis van deze berekening is gekozen voor een drietrapsverdamper. De POT van een drietraps-verdamper vs. een tweetrapsverdamper is gelijk aan 0,78 jaar. Deze POT is vrij laag en financieel te overbruggen. De POT van de viertrapsverdamper vs. drietrapsverdamper heeft een waarde van 3,35 jaar. Bij een POT groter dan 3 jaar is het niet meer rendabel om een extra trap toe te voegen aan de verdamper.

FV03195: Processtructuur en procesflowsheet ₁₃ Ontwerpcriteria verdamper:

• Minimaal 70% van het water in de productstroom moet verdampt worden • Het temperatuurverschil met de beschikbare stoom mag minimaal 15 K zijn • Er verdampt niet meer dan ongeveer 5% MPG.

Uitgaande van deze criteria zijn de procescondities van de meertrapsverdamper met ASPEN PLUS bepaald. Gebruikte modellen hiervoor zijn FLASHI en REA TER (zie het flowsheet in bijlage IV). De resultaten zijn gegeven in tabel 3.2:

Tbl32P a e rocescon les ver amper dit' d

Trap 1 Trap 2 Trap 3

Druk bar 1,3 0,7 0,25

Duly MW 0,94 5,47 6,21

llT K 44 16 22

Dampfractie

-

0,22 0,25 0,36

3.2.2 Droger

Ongeveer 75% van het water in de productstroom van de reactor wordt verdampt in de drietrapsverdamper. Om de productstroom volledig watervrij te maken is na de drietrapsverdamper een droogtoren geplaatst. De droogtoren is een destillatiekolom, welke werkt onder een vacuümdruk van 0,15 bar. Er is voor deze druk gekozen omdat de druk uit de drietrapsverdamper een waarde heeft van 0,25 bar en de druk in de droger dus lager moet zijn. Bij de in de literatuur beschreven processen, wordt de droogtoren eveneens ingesteld op een

druk vaD. ongeveer 0,15 bar [24].

Naast de nu gekozen volgorde van drietrapsverdamper en droogtoren is er tevens een berekening uitgevoerd om zowel het verdampen als het drogen in één destillatiekolom uit te voeren. Omdat er enorm veel water verdampt dient te worden in één kolom leidt dit tot een hoge reboilerduty van 24,2 MW. De hoeveelheid energie die vrijkomt in het proces, de condensorduty, heeft een waarde van 25,7 MW. Deze energie zou gebruikt kunnen worden voor de reboiler door damprecompressie (gebruik van een warmtepomp) toe te passen. Omdat het temperatuurverschil tussen de top en de bodem groter is dan 100 K, dient er een druherschil van ongeveer 7,5 bar overbrugd te worden. Door de grootte van de kolom en de extra compressor die nodig is, zijn de kosten van een dergelijke kolom hoog ten opzichte van een aparte drietrapsverdamper en droogtoren. De optie van ontwatering in één destillatiekolom is daarom afgewezen.

De optimale procescondities zijn in ASPEN PLUS vastgesteld met behulp van gevoeligheidsanalyses. Als model voor deze kolom en de overige kolommen werd RADFRAC gebruikt. De resulterende condities staan in tabel 3.3 getabelleerd. In deze tabel (en de tabellen 3.4 tot 3.7) gaat het om theoretische waarden (met 100% kolomefficiency). In hoofdstuk 4 zullen de kolommen verder uitgewerkt worden en zal het werkelijk aantal schotels berekend worden.

Ontwerp criteri a

• De bodemstroom bevat maximaal I ppm water • De recovery van MPG in de bodernstroom is 0,9999

Tbl33 P a e rocescon tIes oger di' dr Topdruk 0,15 bar T optemperatuur 327,6 K Bodemtemperatuur 422,9 bar Aantal schotels 12

-Voedingsschotel 6

-Refluxverhouding 0,1

-Condensor duty -6,17 MW Reboiler duty 6,78 MW 3.2.3 Light-ends kolom

Omdat de lichte vervuilingen, met name methanol, zich ophopen in de recycle is een kolom in de recycle opgenomen om deze "light ends" te verwijderen. (Voor zwaardere producten in de recycle, zoals PGME is een spui aangebracht.). Methanol vormt bij het ophopen in de recycle een probleem door reactie met PO tot PGME en DPGME. Het DPGME vormt vervolgens een moeilijk te verwijderen verontreiniging in de MPG.

De light-ends kolom werkt bij een druk van ongeveer 1 bar (aansluitend bij de druk uit de drietrapsverdamper) en is geplaatst achter de eerste verdampingstrap. In deze stroom komt namelijk het grootste gedeelte van de methanol terecht. Het plaatsen van een kolom elders in de waterrecycle heeft bovendien een hogere heat duty tot gevolg. De kolom is ontworpen om minimaal 90% van de methanol te verwijderen en werkt onder de volgende condities:

Tabel 3.4: Procescondities light-ends kolom

Topdruk 1,0 bar T op temperatuur 345,9 K Bodemtemperatuur 374,8 bar Aantal schotels 8

-Voedingsschotel 3

-Refluxverhouding 3,3 kg'kg'l Condensor duty -1,13 MW Reboiler duty 1,04 MW

FV03195: Processtructuur en procesflowsheet

₁₅

3.3 Zuiveringssectie

3.3.1 MPG kolom

De zuiveringssectie bestaat uit drie productkolommen, respectievelijk de MPG-kolom, de DPG-kolom en de TPG-kolom. De volgorde van de kolommen wordt bepaald door twee factoren:

• Productstromen moeten altijd als destillaat worden afgescheiden

• Uit energie overwegingen worden de grootste stromen altijd eerst afgescheiden ..

In de eerste kolom wordt dus MPG (door middel van vacuÜIndestillatie verwijderd) uit de productstroom. Het destillaat is de productstroom MPG. De bodem-stroom wordt naar de volgende kolom, de DPG-kolom, getransporteerd voor verder destillatie. De procescondities van de MPG kolom zijn weergegeven in tabel 3.4. Een voorbeeld van een gevoeligheidsanalyse, zoals die voor de kolommen zijn uitgevoerd, is opgenomen in

bijlage V.

Ontwerpcriteria:

• Het product bestaat voor 99,5% uit MPG

• De recovery van MPG in de top stroom is minimaal 0,999 (vanwege DPG-specificaties)

• De bodemtemperatuur is maximaal 470 K (in verband met beschikbaarheid verwarmend medium) Tabel 3.5: Procescondities MPG-kolom

Topdruk 0,12 bar Toptemperatuur 402,4 K Bodemlemperaluur 463,3 K Aantal schotels 18

-Voedingsschotel 12

-Refluxverhouding 0,5 kg-kg'! Condensor duty -2,89 MW Reboiler duty 2,86 MW 3.3.2 DPG-kolom

In de tweede productkolom wordt DPG gescheiden van de productstroom. In de kolom wordt het DPG met een zuiverheid van 99,0% over de top geleid Het bodemproduct wordt naar de TPG-kolom getransporteerd.

De procescondities van de DPG kolom zijn weergegeven in tabel 3.6.

Ontwerpcriteria:

• De productstroom bestaat voor minimaal 99,0% uit DPG

• De recovery van DPG in de top is minimaal 0,999 (in verband met TPG specificatie) • De bodemtemperatuur mag niet hoger zijn dan 490 K.

Tabel 3 6.. ' Proces condities DPG-kolom Topdruk 0,10 bar Toptemperatuur 434,4 K Bodemtemperatuur 487,4 K Aantal schotels 15

-Voedingsschotel 6

-RefllLwerhouding 2,44 kg'kg-l Condensor duty -0,59 MW Reboiler duty 0,55 MW 3.3.3 TPG-kolom

In de laatste zuiveringskolom wordt TPG wordt door middel van destillatie het TPG van de heavies

(voornamelijk tetrapropyleenglycol) gescheiden. Ook hier zijn de optimale omstandigheden weer met

gevoeligheidsanalyses bepaald.

Ontwerpcriteria:

• De destillaatstroom bestaat voor 99,0% uit TPG

• De recovery van TPG in het destillaat is maximaal

• De bodemtemperatuur mag niet hoger zijn dan 490 K

Tabel 3.7' Procescondities TPG-kolom

Topdruk 0,10 bar T optemperatuur 457,6 K Bodemtemperatuur 490,6 bar Aantal schotels 10

-Voedingsschotel 5

-Refluxverhouding 1,8 kg'kg-l Condensor duty 0,06 MW Reboiler duty 0,05 MW

FV03195: Proces structuur en procesflowsheet

₁₇

3.4. Pompen

3.4.1. Centrifugaalpompen

In het proces schema zijn enkele centrifugaalpompen opgenomen. De centrifugaalpomp is veruit de meest gebruikte pomp in de industrie. De pomp kan vloeistoffen transporteren met zeer verschillende eigenschappen. Enkele voordelen van een centrifugaalpomp zijn [6]:

• Makkelijke constructie over een breed gebied van verschillende materialen • Er worden geen kleppen in deze pompen gebruikt

• Ze kunnen direct aan electrische motoren gekoppeld worden

• Ze ondervinden geen schade wanneer de toevoerleiding geblokkeerd wordt

• Ze zijn kleiner dan andere soorten pompen met dezelfde capaciteit. 3.4.2. Vacuümpompen

Een groot gedeelte van het proces wordt onder vacuüm uitgevoerd. Om het vacuüm te creëren en de lage

druk te behouden wordt gebruik gemaakt van vacuümpompen. Vanwege de hogere capaciteit is er voor roterende pompen gekozen en wel voor vloeistof-ring pompen. [6]

3.5 Thermodynamica

Het simulatieprogramma ASPEN PLUS maakt voor de pure componenten gebruik van de fysische parameters uit data van de Design Institute for Physical Property Data (DIPPR) en Aspen Technology. Naast de data gegevens uit ASPEN PLUS is gebruik gemaakt van de evenwichtsgegevens van de Dechema Data Series [10]. Uit de Dechema Data Series blijk't dat UNIQUAQ de fasenevenwichten het best beschrijft. Deze methode is daarom ook in ASPEN voor de fasenevenwichten gebruik't. (Een aantal (berekende) T,x,y-diagrammen zijn in bijlage VI gegeven.) In de databank ontbrekende gegevens, met name van DPGME, QPG en PPG, zijn geschat met behulp van het Property Constant Estimation System van ASPEN PLUS. Voor alle proces stromen is gebruik gemaakt van hetzelfde thermodynamisch model. Er is gekozen voor het UNIQUAC model omdat dit model het meest geschik't is voor een meer componenten systeem en omdat de activiteitscoëfficiënten in dat geval met behulp van UNIF AC geschat kunnen worden. (De nauwkeurigheid van de UNIQUAQ-vergelijking is voor vloeistof-damp evenwichten vergelijkbaar met die van de Wilson-vergelijking of de NRTL-Wilson-vergelijking.) [35]

3.6 Processtromen schema

In bijlage IV is het flowsheet uit ASPEN PLUS opgenomen. In het verslag is als bijlage VII eveneens een processtromenschema opgenomen, zoals dat gemaakt is met behulp van AUTO CAD. Tevens is deze tekening als losse bijlage op A3 formaat aan het verslag toegevoegd. De stroornnummers zijn genummerd per sectie: reactiesectie is 1, ontwateringssectie is 2 en opwerkingssectie is 3. De bijbehorende stromentabel is opgenomen in bijlage VIII. De warmte-integratie zoals die in het processtromenschema is aangegeven, wordt besproken in hoofdstuk 5, de procesregeling in hoofdstuk 6.

-,

b,

H?o

\---11

0

J

)4

P

b-/417 0 :::

1.

k

0 ()

h-

p

lA.--CIV

~

V

~

l

~\)O

w....~

4

APPARATUURBEREKENINGEN

4.1 Reactor

Het benodigde volume van de buisreactor V reactor [m3] is 30,54 m3. Het gebruikte reactormodel RPLUG van ASPEN PLUS is een ideaal model. Dit houdt in dat er geen backmixing wordt gemodelleerd. Er zijn echter ook geen bruikbare gegevens bekend om de backrnixing mee te nemen. Om de plugflow zo goed mogelijk te benaderen is er voor gekozen het Reynolds getal zo hoog mogelijk te maken. Dit resulteert in een dunne pijp. De buisdiameter hangt afvan de drukval over de reactor. Hoe dunner de pijp, hoe groter de drukval. De wanddikte van de buis wordt bepaald door de druk in de reactor en de corrosiesnelheid van het materiaal.

4.1.1 Wanddikte van de reactor

De minimale wanddikte is berekend met de onderstaande formule. [7] Voor de corrosie wordt aangenomen dat 0,25 mm per jaar verdwijnt [7,tabel 7.3]. De levensduur van de reactor wordt gesteld op 30 jaar. De minimale wanddiameter van de reactor wordt bepaald door de som van de wanddikte om de druk te kunnen weerstaan en de dikte van de wand die in 30 jaar verdwijnt.

P-d

+ 0,25-10-3_-30

d

=

1

[4.1]

wand _{2-F - P}

Waarin: P = Reactordruk [pa]

d· 1 = Binnendiameter [m]

F = Design-stress [7,tabeI13.2]

~and = Minimale wanddikte [m] 4.1.2 Drukval over de reactor

Er is gekozen om de reactordiameter zo klein mogelijk te nemen om plugflow zo goed mogelijk te benaderen.

Dit houdt in dat de reactor wordt opgesplitst in een aantal parallelle reactorbuizen. Er wordt aangenomen dat de lengte van de afzonderlijke buizen 26,84 m is. De totale lengte L van de reactor en de druk.-val ~P [Pa] over de reactor worden als volgt berekend:

Waarin: v = Snelheid <Pm = Massastroom p = Dichtheid 11 = Viscositeit f = Fanning-factor L = 4-V _reactor p-v-d_j Re -11

f

= 0,0396-Re -0,25 M =

8f~-Lp-v

2 dj 2 [m-s·l ] [kg-S·I] [kg-m·3_] [pa-s] [-] [4.2] [4.3] [4.4] [4.5] [4.6]

FV03195: Apparatuurberekeningen

₁₉

Voor de drukval zijn de Fanning vergelijkingen gebruikt [6]. De berekening van de wanddikte en drukval is gegeven in bijlage IX. Het aantal pijpen is berekend door de totale lengte L te delen door de lengte van één pijp (26,84 m). De reactor heeft de volgende dimensies:

Tabel 4.1 : Reactordimensies Lengte een pijp (L_pijp) 26,84 m Aantal pijpen

(NJ

(97 )

-

----Bundeldiameter (Db) 1,4 m

Drukval (ap) 2,0 bar

inwendige diameter

(dJ

0,12225 m

uitwendige diameter (do) 0,1413 m

4.2 Flashvaten

De flashvaten van de drietrapsverdamper worden ontworpen op de hoeveelheid gas die gescheiden moet worden van de vloeistof. Om dit te kunnen doen is een ontwerp-gassnelheid nodig. De gebruikte ontwerp-gassnelheid is [7, p363]:

~

I

VJ . = 0,035-

-ueslgn Pv

Uit deze snelheid kan de benodigde dwarsdoorsnede van het vat berekend worden. De hoogte nodig om de gasfase (grotendeels) te ontdoen van de vloeistof wordt gelijk gesteld aan de diameter van het vat [7, p363].

De vloeistof wordt 1

°

minuten de tijd gegeven om te ontgassen. Uit dit gegeven volgt de hoogte van het vat om aan de holdup van 1

°

minuten te kunnen voldoen. De som van de twee hoogten bepaalt de totale hoogte van het vat. De berekeningen zijn weergegeven in bijlage X en leverden de volgende resultaten op:

Tabel 4.2 : Dimensies flashvaten

VOl V02 V03

Diameter (cl; ) m 1,9 2,3 3,0

Hoogte vloeistof zone (LYloeistod m 2,81 1,4 0,5

Totale hoogte vat (H) m 4,7 3,7 3,5

Alle flashvaten worden voorzien van een demister om de laatste druppels af te vangen. Van de overige vaten is alleen het volume bepaald om een hold-up van 10 minuten aan te kunnen. De resultaten zijn weergegeven in een apparatenlijst in bijlage XI.

4.3. Verdamper

In de eerste trap van de drietrapsverdamper is alleen sprake van vloeistofstroming. In de tweede en derde trap van de verdamper is er een twee-fasenstroming van vloeistof en damp. De eerste trap wordt berekend als een gewone warmtewisselaar en wordt besproken in paragraaf 4.4. De uitvoering van de berekeningen van de tweede en de derde trap worden in de paragrafen 4.3.1 en 4.3.2 beschreven. De berekeningen van de tweede en de derde trap zijn weergegeven in bijlage XlI.

4.3.1 Lay-out verdamper

Zowel voor de binnen- en buitendiameter als de lengte van de tubes zijn standaard maten uit de procesindustrie gekozen [7, p520-521]. De fixed tubes zijn gerangschikt volgens een vierkante pitch welke een lagere drukval heeft dan een triangular of een roterende pitch. Voor de afstand tussen de tube-centra oftewel de tube pitch geldt:

Waarin: = Tube pitch

= Buitendiameter tube

[m] [m]

[4.7]

Het aantal passes aan de tube-zijde, Np, is gelijk aan 1 gekozen. Voor een schatting van de bundeldiameter is de volgende empirische vergelijking gebruikt [7, p523]:

Waarin: Db = Bundel diameter NI = Aantal tubes KI

=

Constante

=

0,215 n_l = Constante = 2,207

(

Nt)

UnI Db = d -o K 1 [m] [-] [4.8]

Het aantal benodigde tubes kan berekend worden door de verhouding van het totale warmtewisselend oppervlak en het oppervlak van één tube te berekenen. Voor het totale warmtewisselend oppervlak geldt:

[4.9]

Waarin:

<Ph

= Design warmte flux

De hoeveelheid warmte oftewel de heat duty Q is bekend uit AS PEN PLUS en de design warmteflux wordt bepaald aan de hand van het overall temperatuurverschil over de trap en de gereduceerde temperatuur. Voor het overall temperatuurverschil !:J. T en de gereduceerde temperatuur Tr geldt achtereenvolgens:

Waarin: Tb = Kookpunt Tc = Kritische temperatuur T T = ~ r

T

c

T sal = Verzadigingstemperatuur van stoom

[K] [K] [K]

[4.10] [4.11]

Wanneer het temperatuurverschil en de gereduceerde temperatuur berekend zijn, kan de ontwerpwarmteflux in een grafiek afgelezen worden [7, p60 1]. Voor het oppervlak van één tube geldt:

[4.12]

Waarin:

A.

=

Oppervlak tube L = Lengte tube

FV03195: Apparatuurberekeningen

Voor het aantal benodigde tubes geldt nu:

A

N=-t

A

t 21

[4

.

13]

Voor een thennosyphon fixed tube reboiler kan met behulp van de berekende bundeldiameter de afstand van de shell tot de bundel B [m] afgelezen worden in een grafiek [7, p522]. Voor de binnendiameter van de shell D. [m] geldt dan:

[4.14]

De baftle-spacing lb [m] wordt gekozen op 0,5·D. [7, p525]. Het totale dwarsdoorsnede oppervlak At,tot [m2 ]

van de tubes wordt berekend met:

A _t,tot-- N'd_{t i 4} 2• TI

_[4.15]

Wanneer de heat duty, het overall temperatuurverschil en het totale warmtewisselend oppervlak bekend zijn, kan de totale warmteoverdrachtscoëfficiënt U berekend worden met formule [3.1].

4.3.2 Drukvalberekening verdamper

De drukval over de verdamper wordt zowel aan de tube- als aan de shell-zijde berekend.

Tube-zijde

De massastromen van de damp (stoom) en van de vloeistof zijn berekend met ASPEN PLUS. Bij een gegeven dampfractie Vekunnen dan de totale massastromen van damp en vloeistof berekend worden. Omdat de dichtheden van deze stromen bekend zijn, kunnen de volumestromen berekend worden:

<I> = <l>m

v p

[4

.

16]

waarin <l>v de volumestroom [m3_'s-1

] is. Vanuit de volumestromen kan de snelheid van de damp en de snelheid van de vloeistof berekend worden:

<l>v

v =

-At,tot

[4.17]

Aan de hand van de berekende snelheden kan gekeken worden of het juiste flow-regime van toepassing is [6, p153]. Voor beide stromen wordt het Reynoldsgetal berekend. Als diameter wordt de diameter van de pijp met betrekking tot het totale dwarsdoorsnede oppervlak gebruik1:. In een tabel kan aan de hand van het Reynoldsgetal de frictiefactor Je afgelezen worden [7, p541]. De drukval over de tubes kan nu met formule 4.18, zowel voor damp als vloeistof, berekend worden:

[4.18]

Waarin: LlPt = Drukval over de tube-zijde [Pa] Ilw = Viscositeit aan de wand [pa's]

m = 0.14 (voor turbulente stroming)

Shell-zijde

Om de drukval aan de shell-zijde te berekenen wordt eerst het cross-flow oppervlak As [m2

] berekend:

[4.19]

De stoomflow aan de shell-zijde wordt als volgt berekend:

<p

=

JL

S Mi

y

[4.20] Waarin: <Ps

=

Stoom flow

Lllfv

=

Verdampingswarmte

Voor de lineaire snelheid aan de shell-zijde geldt dan:

[4.21] Het Reynoldsgetal aan de shell-zijde wordt berekend met formule 4., echter dient in dit geval in plaats van de binnendiameter de equivalente diameter gebruikt te worden. De equivalente diameter, d. [mlo wordt berekend met [7, p548]:

d = 1,27 (p2 - 0 785d 2\

e d t ' 0 )

o [4.22]

Wanneer Re berekend is, wordt de fuctiefactor J f uit een grafiek bepaald [7, p54 7]. De drul'Val aan de

shell-zijde kan nu als volgt berekend worden:

[4.23]

Waarin: LlPs

=

Drukval aan shell-zijde

V_s = Snelheid shell-zijde

Voor de tweede en de derde trap worden de belangrijkste resultaten van de bovenstaande berekeningen weergegeven in de volgende tabel; de specificatieformulieren zijn opgenomen in bijlage XIII:

Tb143R a e esu taten ontwerp ver amper d

Trap 2 Trap 3 LlT [K] 16 22 U [Wom-2_{.KI] 625 500} Nt 1829 1888 Db [m] 1,84 1,84 LlP_t [pa] 49,8 142,8 LlP [pa] 3305,5 8943,6

FV03195: Apparatuurberekeningen ₂₃

4.4. Warmtewisselaar

Het hoofddoel van het ontwerpen van een wanntewisselaar, is het vaststellen van het oppervlak van de wisselaar bij een gegeven duty, door gebruik te maken van het temperatuurverschil als drijvende lcracht. De algemene vergelijking voor wanntetransport over een oppervlak is weergegeven in formule 3 .1. Voor een wanntewisselaar wordt het logaritmisch temperatuurverschil b. Tin gebruikt; b. T In is als volgt te berekenen:

[4.24]

Waarin: TI

=

Inlaat temperatuur shell-zijde vloeistof [K] T 2

=

Uitlaat temperatuur shell-zijde vloeistof [K] tI

=

Inlaat temperatuur tube-zijde [K]

~

=

Uitlaat temperatuur tube-zijde [K]

De overall warmtecoëfficiënt U is opgebouwd uit de som van verschillende individuele warmtecoëfficiënten:

Waarin:

=

Uitwendige vloeistofftlm coëfficiënt

=

Inwendige vloeistoffilm coëfficiënt = Uitwendige vervuilingscoëfficiënt = Inwendige vervuilingscoëfficiënt

=

Thermische geleidbaarheid tube materiaal

[W·m-2_·KI] [W·m-2_·KI] [W·m-2_·KI] [W·m-2_·KI] [W·m-I·KI] De inwendige vloeistoffilmcoëfficiënt

11;

kan als volgt berekend worden:

k:/

·Re·PrO,33

h = -,f,--h _ _ _

I di

Waarin: = Geleidbaarheid van de vloeistof h = Warmtetransport factor

Pr = Prandtl getal

jh wordt bepaald door het Reynoldsgetal [7, p539] en voor Pr geldt:

Waarin: C·f.l Fr = _ P -k_f Cp

=

Warmtecapaciteit vloeistof [4.25] [4.26] [4.27]

De uitwendige vloeistoffilmcoëfficiënt ho wordt berekend zoals hi, echter dient dan de equivalente diameter

de gebruikt te worden. Het ontwerpen van een warmtewisselaar is aan de hand van de volgende stappen uitgevoerd [7, p512]:

1] Defmitie van de duty, de flow en de temperaturen van de vloeistof

2] Verzameling van fysische gegevens zoals dichtheden, viscositeiten en geleidbaarheden 3] Bepaling welke type wisselaar gebruikt wordt

4] Schatting van een waarde voor de overall warmtecoëfficiënt U

5] Berekening !:!. Tin

6] Berekening van het oppervlak volgens formule 3.1.

7] Bepaling van de lay-out van de wisselaar zoals beschreven in §4.3.1

8] Berekening van de individuele coëfficiënten (vervuilingscoëfficiënten worden geschat)

9] Berekening van de overall coëfficiënt en vergelijking met de geschatte waarde, bij een te groot verschil wordt geïtereerd met de berekende waarde

10] Berekening van de drukval over de tube- en sheU-zijde zoals beschreven in §4.3.2.

Bovenstaand warmtewisselaar ontwerp is uitgevoerd voor warmtewisselaar H08. Deze berekening is weergegeven in bijlage XIV, het specificatieformulier is gegeven in bijlage XIII . In onderstaande tabel zijn de belangrijkste resultaten van deze berekening weergegeven:

Tb144W a e .. armteWlsse aarontwerp Warmtewisselaar H08 !:!. Tin [K] 35,9 U [Wom-2oKl] ₁₅₉ Nt 1070 Db [m] 0,947 L [m] 2,44 !:!.Pt [pa] 22,2 !:!.P [Pa] 1564,0

De overige warmtewisselaars zijn berekend met de volgende waarden voor de overall coëfficiënten (U). Tabel 4.5 : Geschatte U-waarden

Systeem U [Wom-2oKl ]

vloeistof/vloeistof 550

lucht/vloeistof 450

vloeistof/olie 160

Om een indicatie te krijgen van het vermogen van de blowers voor de lucht gekoelde condensors is het luchtdebiet berekend, dat nodig is om de warmte afte voeren. Dit is gedaan met onderstaande gegevens:

Minimale drijvende kracht Soortelijke warmte

Dichtheid

=lOK

= 1000 J-kg-1oK l

FV03195: Apparatuurberekeningen ₂₅ Het benodigde vennogen volgt dan uit [18]:

p = _[4.28]

waann: $v = volumedebiet lucht [m3·h-l]

~p = persdruk =30 mbar [4]

11 = efficiency = 0,5

P = pompvennogen [kW]

Voor de berekening van het koelwaterdebiet is een soortelijke warmte aangehouden van 4200 J·kg-I·Kl. De apparatenlijst van de benodigde warmtewisselaars is gegeven in bijlage XI.

4.5 Destillatiekolommen

In deze paragraaf wordt het ontwerp van de destillatiekolommen toegelicht [7, 37]. Als voorbeeld is hierbij gekozen voor de MPG-kolom. De voor het ontwerp benodigde gegevens zijn berekend met ASPEN PLUS (zie hiervoor hoofdstuk 3). De MA THCAD-file waarmee de berekeningen zijn uitgevoerd, is opgenomen

in bijlage XV. Er is voor alle kolommen gekozen voor een schotelkolom: dit is goedkoper dan een gepakte kolom, er is meer van bekend en de neiging tot vervuilen is minder. Voor de schotel zelf is een zeefschotel gekozen. Deze geeft de laagste drukval, de minste vervuiling en kost het minste.

4.5.1 Dimensies

De kolomdiameter is als volgt berekend Aan de hand van de massastromen en viscositeiten die door ASPEN PLUS berekend zijn, is de flooding snelheid U_f (de snelheid waarbij geen vloeistof meer door de zeefgaten

stroomt) berekend voor de top- en bodemsectie. Hiervoor is de fonnule van Fair gebruik1:

[4.29]

[4.30]

waann: Kl = Constante [7, fig.l1.27]

Lw = Vloeistofstroom [kg·s-l] Vw = Dampstroom [kg·S-I]

0 = Oppervlaktespanning [Pa·s]

Bij een maximale dampsnelheid llv,ma,< van 85% van de flooding snelheid e een gegeven volumestroom van

de damp, volgt het benodigde (netto) opperv van de schote s UIt deling van de damp snelheid door de volumestroom van de damp. r wor en tlO\\ comer-o erv aan enomen van o. Het

schotel-oppervlak Ac wordt dan bereKen oor e netto-oppervlak te delen door 0,88. Uit het schoteloppervlak wordt daarna de minimale kolomdiameter berekend. Er wordt vervolgens een kolomdiameter gekozen volgens een standaardpijpmaat (=deelbaar door 0,1524 m = 6"). Indien de kolomdiameters boven en onder niet veel afwijken, wordt gekozen voor een enkele diameter. Dit wordt kan gecorrigeerd worden door een