Synthese van melamine uit ureum

(1)

f '

.10

o

;; . •

e·

t>

I

b

J.

.~i

~

TU

· Delft

Technische Universiteit Delft

/~_~_ ~?o /é?~vU'V'

Fovool

Nr: 2802

~

Vakgroep Chemische Technologie

Verslag behor~nde bij het fabrieksvoorontwerp

van

J.A. ten Kate

B E Oosterboff

onderwerp:

synthese van melamine uit ureum

c adres: Hogenbanweg 106 3028 GT ROTTERDAM E. du Perronlaan 510 I'~ • • opdrachtdatum: Maart 1989 verslagdatum :

(2)

SAMENVATTING

Dit ontwerp beschrijft de fabricage van melamine volgens een al uitgevoerde methode bij BASF.

De fabriek is ontworpen voor een capaciteit van 25.000 ton melamine per jaar.

H~t ges!no! ten ui tg:ngsp!"oduct l..!!"eum !A!ordt in ee!l gefl1..!!disee!"d bed., bij een

temperatuur van 380 ·C, omgezet in melamine, kooldioxide en ammoniak. In het bed wordt met behulp van een katalysator, aluminiumoxide, een omzet gehaald van 98%. De benodigde warmte voor het bed wordt geleverd door het fluïdisatie gas en een warmtewisselaar in het bed. Het melamine verlaat dampvormig samen met de reactiegassen de reactor en wordt door toevoer van gekoeld reactie gas gecondenseerd. Uiteindelijk wordt 99% van het vaste en voor 99.99% zuivere melamine afgescheiden met behulp van een cycloon, het resterende deel gaat via een recyclestroom terug. De bijproducten kooldioxide en ammoniak kunnen dienen .,

als grondstof voor een ureum fabriek. .

De investering is 79.51 miljoen gulden met een pay-out time van 0 ja,ar: De

Return On Investment bedraagt 15!25 % en de Internal Rate of Return

i

rs

9.2 %. " Î , . De fabriek heeft een winst van 13.03 miljoen gulden per jaar. ~ ~ \~L

~ ;~ . t)

C---

I I ,;'-(<- n .' / . . \..- (, .'. 1("" I l ...

.

,

r

(3)

INHOUDSOPGAVE

SAMENVATTING

INHOUDSOPGAVE

1. INLEIDING

2 .

UITGANGSPUNTEN VOOR HET ONTWERP

2. 1 Exogene gegevens.

2.2 Endogene gegevens.

3. BESCHRIJVING VAN HET PROCES.

3.1 Het processchema.

3.2 Opstarten van de fabriek.

4 PROCESCONDITIES

4.1 4.2 4.3 Reactiekinetiek en mechanisme. Thermodynamica. Katalysator

5 MOTIVERING APPARAATKEUZE EN BEREKENING

5. 1 Reactor R6 5.2 Fil ter M8 5.3 Desublimator D11 5.4 Cycloon M12 5.5 Smeltvat Vl 5.6 Scrubber S2 5.7 Gas-vloeistofscheider V3 5.8 Pomp P4 5.9 Compressor C9 5. 10 Warmtewisselaars 5.10.1 Warmtewisselaar HI0 5.10.2 Warmtewisselaar H5 5.10.3 Warmtewisselaar H7

6 MASSA- EN WARMTEBALANSEN

1 APPARATENLIJST

8 ECONOMISCHE ANALYSE

8.1 Prijzen. 8.2 Personeelskosten. 8.3 Investeringen

8.4 De afschrijving van de investering. 8.5 Economische criteria

8.5.1 Pay-out time.

8.5.2 Return on investment.

8.5.3 Internal rate of return.

9 SYMBOLENLIJST

10

LITERATUURLIJST

Bijlage 1

Bijlage 2

Fysische en thermodynamische gegevens. Berekening van de warmtebalansen

i 1i 1 5 5 5 1 1 1 9 9 9 11 13 13 17 11 21 21 21 23 25 25 21 27 31 35 31 51 63 63 65 65 67 69 69 69 69 73 77 19 83

(4)

1. INLEIDING

De opdracht was om een fabriek te ontwerpen voor de bereiding van melamine, naar aanleiding van een artikel over de bouw van een nieuwe fabriek van DSM voor dit proces.

Het uitgebreide liter~tuur onder7.oek leverde ons een drietal mogelijkheden voor de bouw van dit proces.

. De produktiemethode uit dicyaandiamide is de eerste technisch ontworpen methode voor de productie van melamine, het proces verloopt via de reactie:

3(NHZ)ZC=N-CN ---> 2C₃H₆N₆

De moeilijkheid bij deze sterk exotherme reactie is de temperatuur controle. Bij temperaturen boven de 350 ·C reageert het melamine verder tot melem en evt. tot melon. Bij temperaturen beneden de 220 ·C treden er eveneens neven-producten op zoals cyanomelamine. Om de reactiewarmte af te voeren moet ook rekening gehouden worden met de druk. Deze mag niet beneden de NH₃ parti-aaldruk (30-100 bar) komen [7]. Deze methode heeft veel productie stappen, het dicyaandiamide is kostbaar, het proces vindt plaats onder hoge druk, melamine moet uitgekristalliseerd worden voor de zuiverheid en heeft een opbrengst van 95-98%.

De tweede methode is de vervaardiging uit ureum onder hoge druk, 130 bar en

400 ·C. De overall reactie is: N~L

Deze reactie is sterk endotherm en heeft dus energie toevoer nodig. De nadelen van deze methode zijn, de hoge druk waardoor het toevoeren van grote hoeveelheden warmte zeer kostbaar wordt [2], het proces heeft een zeer precie-ze controle nodig en ook hier moet het melamine omgekristalliseerd worden om een zuiver product te krijgen. De opbrengst van dit proces is 95% [10], [7].

De derde methode is het katalytisch lage druk proces. Dit proces loopt via dezelfde reactie als bij de tweede methode, er wordt echter gewerkt met een aluminiumoxide katalysator en een druk van l,S bar. De benodigde energie voor de endotherme reactie wordt toegevoerd door een warmtewisselaar en warm fluïdisatiegas. De temperatuur van dit proces moet wel boven de sublimatie-temperatuur van melamine blijven om nevenproducten te voorkomen. Er is geen herkristallisatie nodig maar er zijn wel corrosie problemen waardoor de gebruikte apparaten van edelstaal moeten zijn vervaardigd. De opbrengst van 99% is een voordeel ten opzichte van de andere twee methoden. Om ook met het milieu rekening te houden en om economische redenen dienen de bijproducten CO₂ en NH₃ als grondstoffen voor een ureum fabriek.

Voor ons ontwerp hebben we de laatste methode genomen vanwege de vele voordelen ten opzichte van de andere twee.

Melamine werd ontdekt in 1834 door Liebig [7] en in 1950 was het eerste productie proces in gebruik met als grondstof dicyaandiamide. Melamine is inmiddels een belangrijk schakel in de kunststoffen industrie. Voor het

(5)

grootste gedeelte wordt melamine met formaldehyde omgezet in polymeer harsen. De op deze manier ontstane melamine-harsen worden gebruikt voor beschermende coatings (o.a. vuur- en chemicaliën bestendig) (52%), pers~allen (technische artikelen) (30%), textiel veredeling (9%), papier ve~lijmen (9%)

[23] .

In 1970 was de totale productie in de wereld 450.000 ton melamine per jaar. De pronucttp in ..Jap;m in 19H1 W;i!'; S?.OOO ton per jaar r2S1. Amerika had in

1987 een totale productie van 85.000 ton per jaar [23]. In Europa was de productie in 1988 194.000 ton per Jaar [24]. Melamine wordt echter ook in bijv. Taiwan en Saoedi Arabië gefabriceerd en wegens het feit dat DSM bezig is met een capaci tei tsui tbreiding naar 30.000 ton/Jaar mag worden aangenomen dat melamine een belangrijk product is waarvan de productie nog stijgende is. Dit komt onder andere door de brede toepasbaarheid en relatief goedkope en een-voudige productie.

<"7

(6)

2. UITGANGSPUNTEN VOOR HET ONTWERP

2.1 Exogene gegevens.

De fabriek is ontworpen voor de productie van ongeveer 25.000 ton melamine

per j'.:'.'.:'.!'" _ IJ! tg'.:'.'.:'.nde v'.:'.n een beschikb'.:'.'.:'.!"'heid v'.:'.n 90~, komt di t nee!'" 0p een

productie van ongeveer 69 ton melamine per dag. \~

Als grondstof wordt ureum gebruikt. Verondersteld is dat deze grondstof volkomen zuiver is, in de praktijk is dit echter geen stringente eis.

Aan het geproduceerde melamine worden de volgende kwaliteitseisen gesteld

[1] :

melamine > 99.9 %

ammeline ed. < 0.01 %

niet in water oplosbare stoffen < 0.01 %

as < 0.01 %

ureum < 0.01 %

water < 0.05 %

ijzer < 4 ppm

natrium < 4 ppm

Jaarlijks komt bij de productie van melamine ongeveer 24.000 ton CO

2 en

18.000 ton NH₃vrij. Deze beide stoffen kunnen weer hergebruikt worden in een ureum fabriek.

2.2 Endogene gegevens.

De fysische en thermodynamische eigenschappen van de in het proces voorko-mende stoffen staan in bijlage 1.

Het vloeibare ureum is uiterst corrosief. Daarom kan in dat deel van de fabriek waar vloeibaar ureum voorkomt niet met gewoon koolstofstaal gewerkt worden, maar moet gebruik gemaakt worden van roestvrijstaal. Ook daar waar melamine voorkomt, moet gebruik worden gemaakt van roestvrijstaal (2), (3).

(7)

V

,

S 2 V J P 4 H 5 VOORRAADVAT SCRUBBER / I I \ 52 VLOEISTOF-GAS SCHEIDER POMP KOELER R 6 H 7 104 8 C 9

FLUIDE BED REAKTOR VERWARMER FlL~ COIo4PRESSOR R6 011 NaK -emelt

t-t-t

V13 MELAMINE

H 10 KOElER _PRODUKTIE _van _MELAMINE _uit_UREUM

o 11 DESUBUIo4A TOR

J.A. ten Kate B.E. OaetemoH

o

Stroomnummer lol 12 CYClOON

V 1:5 OPSLAGTANK Fabr. Voorontwerp No: _{Februari 1990}2802 _I

(8)

3. BESCHRIJVING VAN HET PROCES.

3.1 Het processchema.

De grondstof ureum wordt toegevoerd aan het smeltvat VI en daar gesmolten.

Het grootste gedeelte van de '.!i tgaande '.'10eibare str00m gaat als wasv10eistof

naar de scrubber S2. Het resterende gedeelte van deze stroom gaat bij een temperatuur van 408 K als voeding naar de reactor R6.

In de fluïde-bed reactor reageert het ureum via isocyaanzuur tot melamine, onder afscheiding van ammoniak en kooldioxide. Van het ureum wordt 98 % omgezet in melamine, de resterende 2 % reageert niet verder dan isocyaanzuur. Het bed bestaat ui t katalysator deel tJes ('1-aluminiumoxide) en wordt gefluïdi-seerd met een ammoniak/kooldioxide mengsel dat via verwarmer H6 en compressor C9 wordt aangevoerd. Dit mengsel heeft echter een te kleine warmte-inhoud om de reaktie bij de gewenste temperatuur van 653 K te laten verlopen. Deze temperatuur is nodig omdat bij lagere temperaturen melamine dimeriseert [10]. Het is dus nodig de reactor extra te verwarmen, er is gekozen hiervoor een

nat~ smelt te gebruiken met een gewichtsverhouding van 60:40 %.

De produkten verlaten de reactor in de gasfase en gaan met het fluïdisatiegas via warmtewisselaar HS naar filter M8. Hier wordt eventueel meegevoerd katalysators tof afgevangen.

Hierna gaat het mengsel naar desublimator DIl. Door koeling met een relatief koud (413 K) ammoniak/kooldioxide desublimeert 99 % van het melamine in kleine kristallen.

Cycloon MI2 scheidt 99 % van het vaste melamine van de gasstroom. Het afgevangen melamine wordt zonodig gekoeld en opgeslagen.

Het gasmengsel dat de c~erlaat, gaat vervolgens naar scrubber S2. Hierin wordt deze gasstroom gewassen met vloeibaar ureum uit smeltvat Vl. Het in het gas aanwezige isocyaanzuur reageert met ammoniak tot ureum en gasvormig melamine desublimeert. Het vloeibare ureum neemt het gevormde ureum en het vaste melamine op.

Na een gas-vloeistofscheiding in V3, wordt de vloeistof naar smeltvat VI gevoerd. Het gas wordt gebruikt als fluïdisatiegas voor de reactor en als koelgas in de desublimator. De rest kan als voeding voor een ureumfabriek dienen.

3.2 Opstarten van de fabriek.

Bij het opstarten van de fabriek moet begonnen worden met het verwarmen van de leidingen met stoom, tot boven het smeltpunt van ureum (408 K). Tegelij-kertijd moet het bed in de reactor gefluïdiseerd worden. Dit kan gebeuren door een ammoniak/kooldioxide mengsel aan compressor C9 aan te bieden. Als het bed voldoende gefluïdiseerd is, kan begonnen worden met smelten van ureum in smeltvat Vl. Wanneer alle leidingen op temperatuur zijn, kan het gesmolten ureum naar de reactor gepompt worden.

(9)

4 PROCESCONDITIES

4.1 Reactiekinetiek en mechanisme.

Naar het reactiemechanisme van de synthese van melamine uit ureum zijn

talrijke onderzoeken geweest die echter geen éénd~idig ant~·..'cord opgeleverd

hebben [7]. Volgens Hamprecht [8] en Schmidt [9] verloopt de door ~-aluminium oxide gekatalyseerde reactie boven 600 K via isocyaanzuur:

6 HOCN +

C₃N₃(NH_{2 )3}

Als overall-reactie krijgt men dan de volgende vergelijking:

(3) Hoewel van de kinetiek van de overall-reactie niet veel bekend is, kunnen we (~ er volgens Schwarzmann [3] en Hamprecht [8] van uit gaan dat het evenwicht sterk aan de melamine kant ligt. Dit is ook nog het geval als er een kooldi- )

oxide/ammoniak mengsel als fluïdisatiegas gebruikt wordt. \

4.2 Thermodynamica.

De reactieenthalpiën van de reacties (1) en (2) worden berekend met de formule:

=

r

H _v,p,T - H _v,u,T Hr T i i ' , .v,P, T I-!.,,~u, T _._,

=

reactieenthalpie bij temperatuur T

=

vormingsenthalpie van de produkten bij temperatuur T

=

vormingsenthalpie van de uitgangsstof bij temperatuur T De voor deze berekening benodigde gegevens staan in bijlage 1. Voor reactie (1): Hr,653 K = (6 * -104.9) + (6 * -31. 6) - (6* -305.7) = 1015.2 kj/mol Voor reactie (2): Hr,653 K

=

(139.1) ' t, (3 • -378.3) - (6 • -104.9)

=

-366.4 kj/mol Voor de overall-reactie (3): Hr _,653 K = 1015.2 + (-366.4) = 648.8 kj/mol melamine 4.1 Hamprecht [8] 640.6 kj/mol.

vindt voor de overall-reactieenthalpie een waarde van

\ / \ I;

\

(10)

4.3 Katalysator

Voor de reactie wordt gebruik gemaakt van een r-aluminiumoxide katalysator met een spinelstructuur en een deeltjes diameter tussen 0.1 mm en 0.5 mmo Bij een temperatuur van 653 K zorgt deze voor een omzetting van 95 % van het ureum in melamine, de resterende 5 % wordt omgezet in isocyaanzuur [2], [3], [10], [11] en r121.

Deze katalysator kan gemaakt worden door verhitten van aluminiumhydroxide onder waterdampdruk (1.5 - 10 atm.) bij 60p K. De deeltjes die zo ontstaan hebben een dichtheid van 3700 kg/m

3 en een inwendig oppervlak van 80 - 150

(11)

5 MOTIVERING APPARAATKEUZE EN BEREKENING

5.1 Reactor R6

'~ Om het ureum volledig te kunnen verdampen en na de reactie gemakkelijk het

f melamine van de katalysator te }t.:'-l-'1...-'1en scheide!!, w0rdt gebr1.!ik--g;;!!!aakt~n een

werveIEeareactor [7] en [8]. Als fluïdisatiegas wordt een ammoniaklkooldioxide mengsel gebruikt dat afkomstig is van gas-vloeistofscheider V3.

Aan de hand van het gegeven dat we 6.34 mol melamine per seconde moeten produceren en het feit dat de desublimator D11 en de cycloon M12 beide 99 %

effectief zijn, weten we dat de reactor per seconde 6.50 mol melamine moet verlaten (immers 99 % van 99 % is 98%, en 6.34/6.50 = 0.98). Er is dus een recyclestroom van O. 16 molls melamine. Van het aangevoerde ureum wordt 95 % omgezet in melamine. Er 1s dus (6*6.34)/0.95

=

40.04 molls ureum nodig. En dus wordt er 2.00 molls isocyaanzuur gevormd (5 % van 40.04 molls). Bij de omzetting van ureum naar melamine en isocyaanzuur, ontstaat er tevens 40.04

molls NH₃en 19.02 molls COz.

De benodigde hoeveelheid katalysator is berekend met het gegeven dat 200 gram katalysator 6.6 gram melamine per uur levert [14]. De eis is een productie van 2.88 106 gram per uur. Dus is er 87.27 ton katalysator nodig, met een dichtheid van 3700 kg/m3 _{krijg je een volume van 23.59 m}3_. _{Uitgaande van} bolvormige katalysatordeeltjes en een dichtste bolstapeling van de deeltjes in het bed en dus een porosi tei t van 0.40

Cl

.ST:

levert di teen stortvolume van 23.59/(1 - 0.4Gnï= 39.32 m3 . Volgens-schmidt [9] mag het katalysatorbed in ruste maximaal 1 meter hoog zijn, waardoor het bed een oppervlak heeft van 39.32 m2. Omdat de reactor rond is, komt dit overeen met een diameter van 7.08 meter.

De snelheid van het fluïdisatiegas is in twee stappen berekend. Eerst is de snelheid v_min berekend waarbij de grootste deeltjes net gefluïdiseerd zijn (de kleinere deeltjes zijn dan zeker gefluïdiseerd). De tweede stap is de bereke-ning van de snelheid v~x waarbij de kleinste deeltjes net niet met het gas de reactor verlaten.

Voor deze twee stappen zijn de volgende gegevens nodig: Dichtheid katalysatordeeltjes _Pb = 3700 kg/m3

Dichtheid gasmengsel _Pg

₌

0.94 kg/m3 Diameter grootste deeltjes d

₌

0.5 10-3 m Diameter kleinste deeltjes dpg

₌

0.1 10-3 m

pk

Porositeit van het bed c

=

0.4

Viscositeit gasmengsel ₁₁₉ = 26.0 10-6 N s/m2

(12)

V_min is berekend met de formule: [16] (p ₉*v . *d 11) )2

=

{070*1) *O-d)/(p *v . *d )+1 75}-1* mln pg 9 9 9 mln pg • (g*p *(d )3*(p _p )*c3)/1) 2 9 pg b 9 9 (0. Q4*v . *0.5 10-3_{/26.0 10-}_{6 )2} ₌ mln {070*26.0 10-6*0-0.4) )/(0. 94*v . *0.5 10-3)+1. 75}-h mln v_min = 0.21 m/s

v~x is berekend met de formule: [16] v_max

=

(g * (dpk)2 * (Pb - Pg))1 08 * 1)g)

Deze formule mag alleen gebruikt worden als: C

wRe2 < 100 5.1 5.2 C_wRe2

=

(4/3) * (d_{pk )3}* (Pb -Pg) * Pg • g I (1)g)2 5.3

=

4/3 • (0.5 10-4)3 • (3700 - 0.94) • 0.94 • (9.81 I (26.010-6)2) = 8.41

Formule 5.2 mag dus gebruikt worden.

v_max = (9.81 • (0.5 10-4)2 • (3700 - 0.94) )/(18 • 26.0 10-6 )

=

0.78 m/s

Om er zeker van te zijn dat het bed continu gefluïdiseerd blijft, wordt 10 % overcapaciteit in rekening gebracht. De fluïdisatiesnelheid wordt ingesteld op 0.23 m/s. Bij een bedoppervlak van 39. 32mZ wordt het debiet van het fluïdi-satiegas 0.23 • 39.32

=

9.03 m3/s.

Bij een NH₃/CO

_z

verhouding van 2 op 1, is de samenstelling van het fluïdisa-tiegas:

NH_{3 :} 9.03 • 2/3 * 0.62

=

3.73 kgls

=

217.80 molls CO_2: 9.03 • 1/3 • 1.59

=

4.79 kgls

=

108.90 molls

De samenstelling van de in- en uitgaande stromen in molis:

melamine ureum kooldioxide ammoniak isocyaanzuur stroom 9 0.16 40.04 stroom 11 6.50 127.92 257.84 2.00 stroom 12 108.90 217.80

(13)

~.

De warmtebalans over de reactor is beschreven in bijlage 2. Het blijkt dat de reactor 4300 kW extra verwarming nodig heeft. Zoals in hoofdstuk 3 al is aangegeven, hebben we voor een natrium-kalium smelt gekozen met een gewichts-verhouding van 60:40 %. Voor de berekening van de hiervoor benodigde warmtewisselaar zijn de volgende gegevens gebruikt:

De gemiddelde temperatuur in de reactor Ingaande temperatuur smelt

Uitgaande temperatuur smelt Warmteoverdrachtscoëfficiënt Over te dragen warmte

t.T_ln

=

150 K

=

653 K 1000

K

700 K 650 W/m2 K 4300 kW

Het benodigde oppervlak A kan berekend worden met de formule: A

=

Q

I ( U • ~Tln )

A is dus 44.10 mZ•

5.4

Daarom worden in het bed worden 9P twee niveaus ( 0.5 en 1.0 meter boven de bodem van de reactor) 11 horizontale buizen per niveau aangebracht, met een diameter van 11.3 cm en een onderlinge afstand van 50 cm.

5.2 Filter M8

Omdat we geen gegevens konden vinden over de hoeveelheid katalysator die door de gasstroom uit de reactor meegevoerd wordt, hebben we deze hoeveelheid verwaarloosd. De tweede functie van het filter is het opvangen van in de reactor ontstane bijproducten. Omdat deze producten alleen maar kunnen ontstaan bij een te lage temperatuur in de reactor en wij een constante temperatuur van 653 K hebben aangenomen, krijgen we in ons ontwerp geen bijproducten [3]. In dit geval stellen we dus dat stroom 19 gelijk is aan stroom 10 en dat stroom 14 geen inhoud heeft.

5.3 Desublimator D11

Voor de berekening van de desublimator is gekozen voor een ontwerp van

BASF

[17]. Hierbij wordt de te desublimeren gasstroom (stroom 19) bovenin de kolom gebracht. Het koelgas (stroom 17) wordt aan de onderzijde van de kolom op drie punten tangentieel ingeblazen. Op deze manier wordt 99 % van het gasvormige melamine gedesublimeerd in zeer kleine kristallen. Na desublimatie verlaten beide stromen de desublimator aan de onderzijde (stroom 20).

De grootte van stroom 17 kan berekend worden met het gegeven dat de desubli-mator adiabatisch werkt. Hieruit volgt dat de warmteinhoud van stroom 20 gelijk moet zijn aan die van de stromen 17 en 19 samen. We weten de samenstel-ling van stroom 19, deze is gelijk aan stroom 11 uit de reactor. Van de samen-stelling van stroom 17 is bekend dat de COz-NH3 verhouding gelijk is aan 1 : 2. De grootte van de stroom hebben we daarom gesteld op a molls COz en 2a molls

(14)

NHr Deze twee stromen samen vormen de uitgaande stroom 20. Van de drie stromen is de warmte inhoud berekend met de enthalpie gegevens uit bijlage 1, met behulp van de volgende formule:

W = L (m • H) W = warmte inhoud in kJ/s

L = sommatie over de elementen van de stroom m = molenstroom in molls

H = enthalpie in kj/mol

5.5

Door gelijkstelling van de warmteinhoud van de uitgaande stroom aan die van de ingaande stromen, is de grootte van a berekend.

stroom 19, T = 633 K: melamine 6.50 mol/s m

_{• H}

= 6.50 • 132.4 = 860.6 kJ/s isocyaanzuur 2.00 mol/s m

_{• H}

= _{2.00 • -106. 1 =} -212.2 kJ/s kooldioxide 127.92 mol/s m

_{• H}

= 127.92 • -379.2 = -48.5 103 kJ/s ammoniak 257.84 molls m

_{• H}

= 257.84 • -32.6 = -8.4 103 kJ/s W'9 = -56.3 103 kJ/s stroom 17,

T

= 413

K:

kooldioxide ammoniak a molls m·

H

=

2a mol/s m· H = a • -389.0 = 2a· -41.9 = stroom 20,

T

= 453

K:

melamine_vait 6.42 mol/s

m H = _{6.42 •} -41. 0 = melaminega: 0.08 mol/s m

H

= _{0.08 •} 80.8 = isocyaanzuur 2.00 molls m • H = 2.00 • -116.2 = CO₂ (127.92 + a) mol/s m • H =(127.92 + a) • -387.3 = (-49.5 NH₃ (257.84 + 2a)mol/s m • H =(257.84 + 2a)

•

-40.3 = (-10.4 W 20 = (-60.4 W20 = W'7 + W'9' hieruit volgt: a = 836.73 -389.0a -83.8a -472.8a -263.2 6.5 -232.4 103 - 387.3a) 103 - 80.6al 103 - 487.9a) kJ/s kJ/s kJ/s kJ/s kJ/s kJ/s kJ/s kJ/s kJ/s

(15)

De samenstelling van de stromen 17 en 20 is dus: stroom 20 melaminevast ~elaminegas lsocyaanzuur kooldioxide ammoniak 5.4 Cycloon M12 6.42 0.08 2.00 964.65 1931. 30 mol/s mol/s mol/s mol/s mol/s stroom 17 kooldioxide 836.73 mol/s ammoniak 1673.46 mol/s

De deeltjesgrootte van de in de sublimator Dl1 ontstane melamine kristallen ligt tussen de 5 en de 50 ~ [3], [8]. De deeltjes zijn te klein om uit de gasstroom verwijderd te kunnen worden met conventionele cyclonen of door middel van elektrostatische precipitatie [8]. BASF heeft daarom een nieuw soort cycloon ontwikkeld, waarmee 99 % van de melamine deeltjes afgescheiden kunnen worden. Afgezien van dit rendement, is echter niets bekend over deze cycloon.

De samenstelling van de stromen 5 en 22 is dus: stroom 5 melaminevast melaminegaS isocyaanzuur kooldioxide ammoniak 0.08 mol/s 0.08 mol/s 2.00 mol/s 964.65 mol/s 1931.30 mol/s 5.5 Smeltvat VI stroom 22 melaminevast 6.34 mol/s

Zoals uit bijlage 2 blijkt, moet het smeltvat gekoeld worden. Er moet 4000 kJ/s worden afgevoerd.

5.6 Scrubber 52

Het afgas uit cycloon M12 bevat naast CO₂ en NH₃ ook nog melamine en isocyaanzuur. Om deze laatste twee componenten te verwijderen, wordt het gas gewassen met vloeibaar ureum in scrubber S2. Het ureum (stroom 7) wordt met behulp van sproeiers boven in de kolom gevoerd. Om drukval over de scrubber te voorkomen wordt de kolom in meestroom uitgevoerd, het afgas (stroom 5) wordt dus ook boven in de kolom ingevoerd. In de kolom reageert het in het gas aanwezige isocyaanzuur met ammoniak tot ureum, en wordt samen met het in het gas aanwezige melamine opgenomen in de vloeistofstroom (stroom 2). [11]

De grootte van stroom 7 kan berekend worden met het gegeven dat de scrubber adiabatisch werkt. Hieruit volgt dat de warmte inhoud van stroom 2 gelijk moet zijn aan die van de stromen 7 en 5 samen. We weten de samenstelling van stroom 5, deze is bepaald bij het berekenen van de cycloon M12. Van de samenstelling van stroom 7 is bekend dat de melamine-ureum verhouding gelijk is aan 1:250.25, deze verhouding is immers gelijk aan de melamine-ureum verhouding van stroom 9 die de reactor ingaat. De grootte van de stroom hebben we daarom

(16)

gesteld op a molls melamine en 250.25a molls ureum. Deze twee stromen samen

vormen de uitgaande stroom 2. Van de drie stromen is de warmteinhoud berekend met de enthalpie gegevens uit bijlage 1, met behulp van formule 5.4:

stroom 5, T = 453 K: melamine _'last 0.08 meiamine_g8S 0.08 lsocyaanzuur 2.00 kooldioxide 964.65 ammoniak 1931. 30 stroom 7, T = 408 K: melamine a molls

ureum 250.25a molls

stroom 2, T = 413 K: molls m molls m molls m mol/s m molls m m • H

=

m

*

H

=

melamine (0. 16 + a) molls m *

H

=

(0.16 + a)

ureum (2 + 250. 25a) molls

*

H

= 0.08 * -41. 0 = -3.3

• H

= 0.08 * 80.8 = 6.5 • H = 2.00 • -116.2 = -232.4 * H = 964.65

*

-387.3 = -373.6 103

• H

= 1931.30 • a

*

-51.3 250.25a

*

-306.4 * -50.2 = -40.3 = -77.8 103

W

_s = -451. 6 103

=

-51.3a kJ/s = (-76.7 103)a kJ/s (-8.0 - 50.2a) kJ/s m * H = (2 + 250.25a)* -305.7 =(-611. 4 76.8 103a) kJ/s CO₂ 964.65 molls m *

H

= 964.65 * -389.0 = -375.2 103 kJ/s

NH3

1929.30 molls m *

H

= 1929.30

•

-41. 9 = -80.8 103 kJ/s W₂ = (-456.6 - 76.6a)103 _kJ/s W2 = _W7+ W

_s'

hieruit volgt: a = 25.0

De samenstelling van de stromen 7 en 2 is dus: stroom 2 stroom 7

melamine 25.16 mol/s melamine 25.0 mol/s ureum 6.26 103 molls ureum 6.26 103 molls kooldioxide 964.65 molls ammoniak 1929.30 molls 5.7 Gas-vloeistofscheider V3 kJ/s kJ/s kJ/s kJ/s kJ/s kJ/s

Bij het ontwerp is gekozen voor een horizontale knock out drum, omdat deze een groter uitwisselend oppervlak heeft dan een verticale [18]. Om het volume te schatten is de vloeistofverblijftijd gekozen op 1 minuut. Het vat is voor de helft gevuld en heeft een L/D verhouding van 4.

(17)

De grootte van de aangeboden vloeistofstroom is 17 m3/min. Het volume van de drum moet dus 34 m3 zijn. Dit komt neer op L=8.88 m en D = 2.22 m.

De samenstelling van de uitgaande stromen is dan: stroom 3 melamine 25.16 molls ureum 6.26 103 _molls 5.8 Pomp P4 stroom 6 kooldioxide ammoniak 964.65 molls 1929.30 molls

Pomp P4 wordt gebruikt om de druk van stroom 4 te verhogen van 1 atm naar 1,5 atm. Het theoretische vermogen dat nodig is om dit te bereiken is berekend met de formule:

W_th = t/>m

*

~P I p 5.6

W_th = theoretisch vermogen van de pomp [W)

4>m = massastroom [kgis)

liP = drukverschil over de pomp [Pa)

p = dichtheid (kg/m3 )

W_th = 381.55 • 0.5 • 1.013 105 I 1332 = 14.5 kW

Met een pompefficiency van 80 % komt het praktische pompvermogen op 18. 1 kW. Er is voor een centrifugaalpomp van rvs. gekozen.

5.9 Compressor C9

Compressor C9 wordt gebruikt om de druk van (gas)stroom 16 te verhogen van 1 atm naar 2 atm. Het theoretische vermogen dat hiervoor nodig is, is berekend met de formule:

W_th = (010-1)

*

P • A. • {(P lP ) (,,-1/,,) - 1}

, ~v

2 '

5.7

De temperatuurstijging als gevolg van de compressie wordt berekend met de formule:

T = T

*

(P lP )(,,-,/,,)

2 , 2 ' 5.8

W_th = theoretisch vermogen van de compressor [W]

0 polytropische exponent, voor een ideaal gas geldt 0 _{is ClCp-R} [ -] R gasconstante [llmol K]

T,

= temperatuur van stroom voor compressie [K]

T

₂ = temperatuur van stroom na compressie [KJ

P, = druk van stroom voor compressie [Pa] Pz = druk van stroom na compressie [Pa]

(18)

"

-'

(1. 312/0. 312) • 1. 013 105 • 96.13 • {(2/1)(0.312/1.312)_l} = 7.0 103 kW

Met een compressorefficiency van 80% komt het praktische compressorvermogen op 8.7 103 kW.

T 2 = 41 ~ • 2(0.312/1.312) = 487 K

5.10 Warmtewisselaars

De warmtewisselaars HI0 en H7 zijn berekend met behulp van de methoden gegeven in het dictaat van Van der Berg [19]. De buizen hebben een buitendia-meter van 1" en een binnendiabuitendia-meter van 0.8" en zijn geplaatst in een drie-hoekssteek van 1%". De maximale UD verhouding is 10. De warmtewisselaars werken in tegenstroom. Bij verwijzingen naar tabellen en figuren komen deze uit literatuur [19]. Bij warmtewisselaar H5 is alleen een schatting gemaakt van het warmtewisselend oppervlak.

5.10.1 Warmtewisselaar HI0

Voor het koelen van stroom 18 van 487 K naar 413 K hebben we gebruik gemaakt van water dat verwarmd wordt van 293 K naar 313 K. Het koelwater stroomt door de buizen van de warmtewisselaar. De over te dragen warmte Q is 7700 kW (zie bijlage 2).

De benodigde gegevens van stroom 18 en van het koelwater

P

₌

2 [atmJ _Tink

₌

293 [KJ Tin

=

487 [K] Tuitk

=

313 [K] Tuit

=

413 [K] Pk

=

996.5 [kg/m3]

4>m

=

65.32 [kg/sj Pr

=

5.69 [ -] P

=

1. 409 [kg/m₃]

,;\

=

0.616 [Wim K] 11

=

O. 18 10-4 [N s/m2] _11k

₌

0.84 10-3 [N s/m2] À

=

3.88 10- 2 [Wim K] _Cpk

=

4.19 103 [J/kg KJ Cp

=

1578 [J/kg K] ~Tln = «487-313) - (413-293)) / In«487-313) I (413-293)) = 145.3 K Massastroom koelwater 4>~

=

_{Q /} _{(Cpk • (Tuitk - Tink)}

=

91. 9 kg/s

R

=

3.7, P

=

0.10, hieruit volgt dat

F

=

0.98 voor één shell pass. Daaruit volgt ~T

=

0.98 • 145.3

=

142.4 K

5.9

Een geschatte overdrachtscoëfficiënt ku = 650 W/m2 K. Daaruit volgt een voorlopig V.O. van 7700 103 / (650 • 142.4) = 83.2 m2.

Uit tabel A-11 hebben we het aantal buizen en de diameter van de shell voor een two-pass warmtewisselaar afgelezen. In tabel 5. 1 zijn de gekozen waarden weergegeven en de onderstreepte is de meest geschikte warmtewisselaar.

(19)

tabel 5. 1 manteldiameter Di 211/. 231_h 25 21 [ 11 ] aantal 204 244 292 346 buizen z lengte bundel L 5.11 4.21 3.51 3.01 [m] LID 9.46 1.23 5.62 4.39

Allereerst is gekozen voor een Di van 23W', vanwege de gunstige LID verhouding van 1.23. Het blijkt echter dat in dat geval de snelheid van de vloeistof in de buizen te dicht bij de maximale waarde van 2.5 m/s ligt, namelijk 2.41 m/s. Daarom is gekozen voor het ontwerp met een Dj van 25" en een LID verhouding van 5.62.

Het aantal buizen per passage zl = 146

5.10

=

91.9/(996.5*% n*(0.02)2*146) = 2.01 mis

Deze waarde ligt tussen de toelaatbare waarden voor koelwater, 1. 5<c_k<2. 5 mis. De berekening voor het drukverschil:

Re = (p * cic * di)/l)1c 5.11 = 996.5*2.01*0.02/0.84 10-3 = 4.11 104

Uit grafiek A-14 volgt dat f = 0.00011*144=0.0259

6P

=

_n

_*

[ {f * 11 (d. * (l)/l) )} + 4] *

lh

p * (c ) 2

1 W Ic 5. 12

= 2 * [{0.0259 * 3.51/(0.02 * I)} + 4] * ~ * 996.5 * (2.01)2 =0.35 105 N/m2 Dit ligt onder het maximaal toelaatbare van 0.5 105 N/m2

De berekening van de warmteoverdrachtscoëfficiënt ai voor de stroming door de buizen:

Met behulp van de volgende drie gegevens is uit grafiek A-12 het Nusselt getal afgelezen; Re=4.11 104 , Pr=5.69 , d_j/L=0.02/3.31=0.006

Nu = 300

=

Nu

*

Àk / di

= 300*0.616/0.02=9240 W/m2

K

5. 13

De berekening van de warmteoverdrachtscoëfficiënt au voor de stroming om de buizen:

De=0.0182 m , Ge=805 , Re=8.14 105 Uit grafiek A-IS volgt f=0.1261

(20)

,

Pr =7J*C I À

p

=

0.18 10-4

*

1578 I 3.88 10-2

=

0.73 Uit grafiek A-13 volgt jH

=

500

Nu = jH * (Pr)1/3 * (7J I 7J w)O.14

=

500

*

(0.73)113

*

1

=

450 au

=

NU

*

À I De = 450

*

3.88 10-2 _I _0.018₌₉₅₉_W/m2_K Vuilweerstanden Ri

=

0.000176 Ru

=

0.000176

De overall-warmteoverdrachtscoëfficiënt wordt nu: ku

=

632 W/m2 K Benodigd V.O.

=

Q I (k_u

*

~T)

=

7700 103 I 632

*

142.4

=

85.6 m2 5.14 5.15 5.16 5.17

In verband met uitstroomeffecten aan de mantelzijde nemen we een 11% groter V.O. van 95 m2 .

Vereiste lengte wordt L = Au I (n

*

Tr

*

du) 5. 18

=

95 I (292

*

Tr

*

0.0254)

=

4.08 m

UD

₌

6.4 ~P

₌

0.37 105 N/m2 Dus H10: Di

=

0.635 m duld i

=

1"10.8" L

=

4.08 m 5.10.2 Warmtewisselaar H7 z

=

292 (2 ~assages) ku

=

632 Wim K

Voor het verwarmen van stroom 13 van 487 K naar 673 K hebben we gebruik gemaakt van oververhitte stoom van 40 bar, dat gekoeld wordt van 683 K naar 600 K. De stoom stroomt door de buizen van de warmtewisselaar. De over te dragen warmte Q is 2700 kW (zie bijlage 2).

De benodigde gegevens van stroom 13 en van de stoom

P

₌

2 [atm] _Tins

₌

683 [K] Tin

=

487 [K] Tuits

=

600 [K] Tuit

=

673 [Kl Ps

=

14.48 [kg/m3 ] 4>m

=

8.50 [kgis] Pr

=

1. 07 [-] P

=

1. 093 [kg/m₃) _Às

=

56.3 10-3 _{[Wim K]} 7J

=

0.225 10-4 [N s/m2 ] 7J_s

=

23. 1 10-6 [N s/m2 ] À

₌

5.58 10-2 [Wim K] _Cps

=

2.35 103 [J/kg K] Cp

=

1729,0 [J/kg K] ~Tln

=

42.5 K 31

(21)

Massastroom stoom ~~

=

13.84 kg/s

R

=

2.24, P

=

0.42, hieruit volgt dat F

=

0.85 voor drie shell passes. daaruit volgt ~T

=

36.1 K

Een geschat te overdrachtscoëfficiënt ku

=

200 W/m2 K. Daaruit volgt een voorlopig V. O. 'fan 374 m2 .

tabel 5.2

manteldiameter aantal buizen lengte bundel UD

Dj [ ,. ] z L [m]

25 226 20.74 32.71

33 442 10.6 12.65

35 514 9.12 10.30

37 586 8.00 8.51

Vanwege de gunstige UD verhouding van 8.52 is gekozen voor een Dj van 37" (0.94 mlo

Het aantal buizen per passage zl = 98

De stroomsnelheid van het stoom Cs = 31.2 mis

Deze waarde ligt tussen de toelaatbare waarden voor stoom, 20 < Cs < 40 mis. [20]

De berekening voor het drukverschil: [21]

Re = 3.91 105 , uit grafiek A-14 volgt dat f = 0.0158 ~P

₌

(p • _{s s ·}c )2 1(32 2 • 1'1 I 1'1 ) • _w

5.19 = (14.48 • 31.2)2 I (32.2 • 1) •

{(1 I 13.33) - (1 I 15.93) + (4 • 0.0158 • 8.00/2 • 14.48 • 0.02)}

=

o.

05 105 Pa.

Dit ligt onder het maximaal toelaatbare van 0.5 105 N/m2

De berekening van de warmteoverdrachtscoëfficiënt ai voor de stroming door de

buizen:

Met behulp van de volfende drie gegevens is uit grafiek A-12 het Nusselt getal afgelezen; Re=3.9 10 , Pr=1.07 .

dj/L = 0.02/8.00 = 0.0025 Nu = 700

(22)

De berekening van de warmteoverdrachtscoëfficiënt au voor de stroming om de buizen:

Re =3.9 104

Pr

=

0.70

Uit grafiek A-13 volgt jH

=

98

Nu

=

87

au

=

267 W/m2 K

Vuilweerstanden Ri = 0.000176

Ru

=

0.000176

De overall-warmteoverdrachtscoëfficiënt wordt nu: ku

=

209 W/m2

K

Benodigd V.O.

=

358 m2

In verband met uitstroomeffecten aan de mantelzijde nemen we een 12% groter V.

o.

van 400 m2 .

Vereiste lengte wordt L

=

8.55 m

LID

=

9.1 6P

=

0.07 105 N/m2 Dus H7: Di

=

0.94 m du/d i

=

1"/0.8" L

₌

8.55 m 5.10.3 Warmtewisselaar H5 z

=

586 (6 ~assages) ku

=

209 Wim K

Voor het koelen van stroom 11 van 653 K naar 633 K hebben we gebruik gemaakt van water dat verwarmd wordt van 293

K

naar 313

K.

Het koelwater stroomt door de buizen van de warmtewisselaar. De over te dragen warmte Q is 500 kW (zie bijlage 2). 6T_ln = 323 K ku

=

650 W/m2

K

m_k

=

5.97 k~/s V. O.

=

2.38 m 35

(23)

~.

6 MASSA- EN WARMTEBALANSEN

De massa- en warmtebalansen zijn berekend aan de hand van de gegevens zoals verkregen bij de afzonderlijke apparaatberekeningen in hoofdstuk 5 en de gegevens uit bijlage 2.

(24)

~

pparaa

t

sTr oom

~

Componenten

UREUM MELAMINE ISOCYAANZUUR KOOLDIOXIDE AMMONIAK

Totaal:

~ ~~atootstroom

~

Componenten

UREUM MELAMINE ISOCYAANZUUR KOOLDIOXIDE AMMONIAK

_

.. _

--Totaal:

M in kg/s

a

in kW

1

M

a

2,28 -12,7 103

-2,28 -12,7 lol 6

M

Q

42,45 -375,2 l(jj 32,86 -80,8 103 75,31 -456,0 l~ 2 3

M

a.

M

a

M

375,98 -1913,7 10] . 375,98 -1913,7 103 387,38 3,17 -1,3 103 3,17 -1,3 103 3,17 42,45 -375,2 103 _- _- _----_- -32,86 -80,8 103 454,46 -2371,0 103 379,15 -1915,0 10 3 381,55 7 8

M

a

M

a

M

375,98 -1918,110 3 378,38 -1930,4 10 3 2,40 3,15 -1,3 10 3 3,17 -1,3 10 3 0,02

--

-._-

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

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

--

-

-- . -

-379,13 -1919,4 103 381,55 -1931,7 10 3 2,42

Stroom /Componenten staat

4 5 Q

_M

a

-1930,4 103 -1,3 103 0,020 3,2 - -0,086 -332,4 1,2,45 -373,6 103 32,89 -77 ,8 103

-

--1931,7 101 /5,446 -451,6 103 9 10

a

M

Q

-12,3 10 3 -8,2 0,82 860,6 0,086 -212,2 5,63 -48,5 löJ 4,39 -8,4 103

-- - -

--

-- - - -- ---- --12,3 101 10,926 -56,3 103

(25)

~

eparoatsTroom

+

Componenten

UREUM MELAMINE ISOCtAANZUUR KOOLDIOXIDE AMMONIAK

Totaal:

~ ~~atoots

troom

~

ComQonenten

UREUM MELAMINE ISOCYAANZUUR KOOLDIOXIDE AMMONIAK - _.

_--Totaal:

M

in

kg/s

11

M

a

0,OB2 904,2 0,OB6 -209,B 5,63 -4B.4 103 4.39 -B,l

103

-10,926 -55,B 103 16

M

U

41,62 -367,9 103 32,21 -79,2 103 73,83 -447,1 10 ( , 12 13 14 15

M

0. M

a

M

Q

_M

a

-4J9 -41.1 103 4,79 ~(Llo3 41.62 -364.B

103

3,71 -6,7

103

3,71 -B,5 103 32.21 -73.6 103

-

-11,50 -47,B 10 3 B,50 -50,5 10 3 73,B3 -438,4 103 17 18 19 20

M

a

M

Q

_M

Q

_M

Q 0,B2 860,6 0,82 -256,7 0,086 -212,2 O,OB6 -232,4

36,82 -325,5

lIP

36,B2 -322,B lOJ 5,63 -4B,5 lOJ 42,45 -373,6 103

28,50 -70,1

lIP

2B,50 -65,1 lOJ 4,39 -B,4 lOJ 32,89 -77,B 103

- - - -

--

-

-.---

-- -- -- --

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

_-

_----

- - -- - - --- -.-

_{- - - -}

- --- -65,32 -395,6 10 65,32 -387,9 10 10,926 -56,3 103 76,246 -451,9 l~

Stroom/Componenten staat

(26)

A

Eparaa

t

sTr oom

+

Componenten

UREUM MELAMINE ISOCYAANZUUR ._ -KOOLDIOXIDE AMMONIAK

Totaal:

~ Q~ataats

hoorn

~

Componenten

- --- --

-Totaal:

M

in kg/s

in kW

21

M

a

0,83 -7,3

103

0,65 -1,6 103

-1,48 -8,9

1ól

M

Q

22

M

0. M

Q

M

Q

M

Q

-

- -

-O,BO -259,9 _ .

--

-'

-- --

-

-0,80 -259,9

M

a

M

ij

_M

Q

M

U

--

-- --

-- - _._---

-- - -

-- -- -- --

_ .- ._ - . _-_- _-_._{_}_--

-

---

--.-

_-

_{- - -}

_--

_{- -}_-

-Stroom/Componenten staat

(27)

IN

Voor-waarts

M

Q

M

Q

2.18 - 12.7

\0 ) 1'3~, s~ "" • ct '!a'.7

llI'

-",",OIUo(

, t!J

_t, 2.L42.. - ,2.,~ 10 J

haat

L.,.~

_'0

3

10

oQ2.6 - ~~ 8 IO~

5.'37

~OI.1j \O.92~ I~~ ~ ,~~

Massa -en

Warmtebalans

JI".

₃

I ' ~OEd"t"\~

\1'1

1 '

"

If

rP4

.JL "

'11"

_~ 1 -~ '2.

~6

wil

HS'

10 ,~

m8

Retour

UIT

M

Q

1~'73. 'S" - • ctLS,

°

.J

4 0 0 0

8.~o _~.~--»3

5·Q7

\00'.

s;

(28)

I

10. qS

₆

-

s,.~ IO~

I

6$'.

~2. -3Q~(;

;J

I

-

ol

I

.

11. 6•

2

"46

I

r-c,,~ •. q

;}

~.

I

--..-I

~.

e.

o. $ 0 -2.

s

!r

.9

-"7

I

-2,'!'OQ

o,eo

-I

,,----..

-

_VI~

1'7~ ..,~ .","{,.f...

:J

~~Q'

,..,.-,.:..:Q ....

_,,--

"'J

7

52 " LI 0

"6.~

'03

WO~I~

8.7 'o~r---_-I

I

1

(29)

) '~.81# ~I. ~ ,

"3,

j~

8.~o - 50.S lol 3

't

4.1

10

.8

6~. ~.2 • "A87. 0 Ic:}

"

7·7

103 3 _~

531.

_I

10 Massa in kg/s

Warmte in kW

,~

Hl

\'"'!>,84

~

I

-U,Q

,I.~

~

,

Ta

t

a al

~

_{/13 ,}

_~j

Fabri eks voor ont werp

~ ~2. 0 10

..

\5.4

10" '1

53

6

1

(30)

,o-7 APPARAATLIJSTEN

In dit hoofdstuk wordt een beschrijving gegeven van de meeste in het proces voorkomende apparaten.

(31)

Technische Universiteit Delft Vakgroep Chemische Technologie

Fabrieksvoorontwerp No: 2802 Datum : . :febr.uar~ .l~9D .

Ontworpen door : . . . . • • .

Apparaatnummer : H.S.

_·

Aantal

· .

.

serie/parallel

*

ALGEMENE EIGENSCHAPPEN : Funktie • k.oQlen

· ·

·

: Type

.

_·

.

_·

_{· · · · ·}

: Warmtewisselaar* K:JIllkeer K:JIllcioo5mr VxXciampKlt

Uitvoering

_·

_{· ·}

_·

_{· ·}

_·

: met vaste pijpplaten* fh~Jd:IEmi

lusaepdci:

<bIk1xecbextrixj:p

:JP.iaecnJallCe.X:Dsdlla::L1C

Positie

_{· .}

_{· ·}

_·

_{· · · ·}

: horizon taal /

v§t~Adc*

Kapaciteit

_{· ·}

_·

_{· ·}

_·

_{· · · · · ·}

_·

_{· ·}

:

_·

_50Q

_·

_{· · ·}

.kW (berekend) Warmtewisselend oppervlak

_{· ·}

_·

_{· · ·}

_{· ·}

:

_·

2,.38

_·

m (berekend) 2

"-2

Overallwarmteoverdrachtscoëfficiënt

_{· ·}

_·

:

_{· 650}

_\

_.

_{· ·}

• wIm K(globaal)

'\ '

. Logaritmisch temperatuurverschil (LMTD)

_·

:

· J

-

z3 .

_·

· _{· ·}

1II~ K

Aantal passages pijpzijde

_{· · · ·}

_{· ·}

:

_{· · ·}

Aantal passages mantelzijde

_{· ·}

_{· · ·}

:

_{· · ·}

Korrektiefaktor LMTD (min.

0,75).

_{· · · ·}

· · · ·

_·

Gekorrigeerde LMTD.

_{· ·}

_·

_{· · · ·}

:

_·

_{· · · ·}

oe

BEDRIJFSKONDITIES :

Mantelzijde Pijpzijde Soort fluidum

_·

_{· · · ·}

_·

_{· · · · ·}

_·

_{· ·}

_·

_{gas .}

_{· · ·}

_watQr.

_·

Massastroom

_{· ·}

_·

_{· ·}

_{· · · · ·}

_{· ·}

_·

_{· ·}

_·

.kg/s

_·

IO., 92~

_·

·

_{· 5,97·}

·

Massastroom te

verdampen/kondenseren~

· · ·

·

.kg/s

_{· · · ·}

_·

_{· ·}

_·

_{· · ·}

Gemiddelde soortelijke warmte

_{· · · ·}

_{· ·}

.kJ/kg· C 0

_{· · · ·}

_{· ·}

_·

· _{· ·}

Verdampingswarmte

_{· · · ·}

_{· ·}

_{· · · · · · · ·}

kj/kg

_{· ·}

_·

_{· ·}

_{· · · · ·}

_·

Temperatuur IN

_{· ·}

_{· · · ·}

_·

_{· · ·}

_·

_{· ·}

_·

K.lDE

_{· ·}

_65J

_·

_{· · ·}

293.

_·

Temperatuur UIT

_·

_{· · · · ·}

_{· ·}

K.~.c

_·

_6JJ

_{· · ·}

_·

.JIJ.

_·

Druk

_{· · ·}

_{· ·}

_·

_{· · ·}

_·

_{· · ·}

_·

_{· · · · ·}

_·

bar

_{· ·}

_{· l.,.5}

_.

_·

_{· ·}

_·

I

_·

Materiaal

_{· · · · · ·}

_·

_{· · ·}

_{· · · ·}

_{· · ·}

_·

_{· ·}

_·

,J.,VS

_{· ·}

_{· · · ·}

1,( V5 •

·

*noorstrepen wat niet

(32)

Fabrieksvoorontwerp No: . ~8Q2. Datum : . fe.b~uar.i.

199.0.

Ontworpen door : . . . .

Apparaatnummer : H.

7. _·

Aantal

· .

.

serie/parallel *

ALGEMENE EIGENSCHAPPEN

.

Funktie

_·

ye~a:rm~Il

· ·

: Type

. · . · · · ·

_·

_{· · ·}

_·

Warmtewisselaar* x~ i~~~ ~ Uitvoering

_·

_{· ·}

_{· · ·}

: met vaste pijpplaten*

x~~au,dt ka3::s~nrJxt Jt~~~tx: p:~~ll~ Positie

_{· . · ·}

_·

_{· ·}

_·

: horizontaal/~ *. Kapaciteit

_·

_{· ·}

_·

_{· ·}

_·

_{· ·}

· _·

· _{· · ·}

·

27DO

_·

·

Warmtewisselend oppervlak

_{· ·}

_·

_{· ·}

:

_·

.4D0

_{· ·}

Overal lwarmteoverdracht s coëfficiënt

_{· · ·}

:

_·

.2D9

_{· ·}

Logaritmisch temperatuurverschil (LMTD)

_·

:

_{· ·}

_4a,§

_·

Aantal passages pijpzijde

_·

_{· · · · ·}

_·

.6.

_·

_{· ·}

_·

: .)

.

_·

Korrektiefaktor LMTD (min. 0,75).

_{· · · ·}

:

.0,8.5

Gekorrigeerde LMTD.

_·

_{· · ·}

_·

_{· ·}

: .)6,.1 .

_{· ·}

BEDRIJFSKONDITIES

: Soort fluidum

_{· ·}

_{· · ·}

_·

_{· · · · ·}

_·

_{· · · · ·}

_·

_{· · ·}

Massastroom

_{· · · · · ·}

_·

_{· ·}

_·

_{· · · · · · · ·}

_·

. kg/s Massastroom te verdampen/kondenseren. *.

_{· · · ·}

_·

_.kg/s Gemiddelde soortelijke 0 warmte

_{· · · · · ·}

_·

.kJ/kg· C Verdampingswarmte

_{· ·}

_{· · · ·}

_·

_{· · ·}

_·

_{· · · · ·}

kj/kg Temperatuur IN Cl[

·

· · · · ·

· · ·

· · · · · · · ·

.K. (X Temperatuur UIT Cl[

· · · ·

· _{· ·}

· · · · ·

·

.K. (X Druk

.

_{· ·}

_·

_{· · ·}

_{· ·}

_·

_{· ·}

_{· · · ·}

_{· · ·}

bar Materiaal

_{· · ·}

_·

_{· · · · ·}

_·

· ·

· _·

_·

· · · · ·

·

.kW (berekend) 2

·

m (berekend) •

W/m~(globaal)

·

· ~

K

·

~ K Mantelzijde Pijpzijde

·

ga.s.

_·

· S ,.50

_·

· _·

· . ·

·

· I., 7-29

· ·

· . ·

· ·

·

487

·

· _·

QTJ

· ·

2 .

_·

· ·

4.-{ '.'s .

· · ·

stQom.

· ·

· · · ·

I)., 84 .

_·

·

· · ·

.

·

· · · · ·

Z,

J.5.0 .

_·

· ·

· _{· .}

. · ·

_·

· · ·

_·

683 _·

_·

· · ·

600 _·

_{· ·}

.

_·

_{· ·}

.40

_{· ·}

_·

· · ·

.i.<vs

_{· ·}

*Doorstrepen wat niet

(33)

Fabrieksvoorontwerp No: .2~02

Datum : .f~qrlJ.~~ 199Q

Ontworpen door : • •

Apparaatnummer : a.IQ

_·

Aantal

.

serie/parallel *

ALGEMENE EIGENSCHAPPEN : Funktie .koe~en.

_{· ·}

: Type

. ·

_·

_{· ·}

_·

_{· ·}

: Warmtewisselaar* ~&It ~~ ~

Uitvoering

_·

_{· ·}

_{· · ·}

: met vaste pijpplaten *

titslIa%mgtll~

lIa;Da1'Qd:4

dubtulKscJPX;PC

~KkaI:K-Positie

_·

_{· · ·}

_·

: horizon taal / '.JelIX~

*-Kapaciteit "'I , ...

· · ·

· ·

· · · ·

:

_{·7700 .}

_{· · ·}

.kW (berekend)

..

.

..

Warmtewisselend oppervlak

_{· ·}

_{· · ·}

_{· ·}

_{· · ·}

_·

_{· 9.5 .}

_{· ·}

_{· .}

m (berekend) 2 Overallwarmteoverdrachtscoëfficiënt

_·

:

_·

93t2

_{· · ·}

.W/m~(globaal)

. Logaritmisch temperatuurverschil (LMTD)

_·

:

_·

r45,.3 .

_·

.

oe Aantal passages pijpzijde

_·

_{· · ·}

_·

_{· · ·}

_·

~

_{· · ·}

_·

_{· · ·}

:

_·

_{· L} Korrektiefaktor LMTD (min. 0,75).

_{· · · ·}

: 0,98.

Gekorrigeerde LMTD.

_{· · · · · · · ·}

_{· ·}

_·

: · L4~,~

_·

.~ K

·

BEDRIJFSKONDITIES :

Mantelzijde Pijpzijde

Soort fluidum

_·

_{· · · · · · · · ·}

_·

_{· · · · ·}

_·

_{· ·}

.g.a~

_{· · · · ·}

'[n.t-e.r .

_·

Massastroom

_{· ·}

_·

_{· ·}

.kg/s

.

6.5.3~

_{· · ·}

_·

.9): ,.9 .

_·

Massastroom te verdampen/kondenseren.

*

_{· ·}

_{· · · ·}

.kg/s

_·

. · · ·

_·

_{· · . · ·}

-Gemiddelde soortelijke 0 .I

.57

8.

.4" L9Q

warmte

_·

_{· · · · ·}

_·

.kJ/kg· C

_·

_{· · ·}

_·

Verdampingswarmte

_{· ·}

_·

_{· ·}

_·

_{· ·}

_·

_{· · ·}

_·

kj/kg

_{· ·}

_-

_·

_{· · · ·}

_{· ·}

_...

_·

Temperatuur IN

_·

_{· ·}

_·

_{· · · · · · ·}

_·

_{· ·}

_·

K

.Rx::

_·

487

_·

_{· ·}

_·

_{· ·}

.293.

Temperatuur UIT

_{· ·}

_·

_{· · · · · · ·}

_·

_{· ·}

_·

_{· ·}

K .0;0

· ·

413

_·

_{· · · ·}

.3 J:3.

Druk

_{· · ·}

_·

_{· ·}

_·

_{· · · · ·}

_·

_{· · ·}

_·

bar

_·

.2.

· _..

_·

.L

. ·

_·

Materiaal

_·

_{· · ·}

_{· ·}

_·

_{· · · · ·}

_·

_{· · · · ·}

_·

_{· · ·}

_avs

_{· ·}

_·

.H.VS

_{· ·}

·

*Doorstrepen wat niet van toepassing is

(34)

Apparatenlijst voor reaktoren. kolommen. vaten

---Apparaat No:

R6

V

3

fluïde bed g:l:3-.vloe±s t e i'

Benaming, reactor schèicler

type

Abs.of eff. J( Pe Pa druk in bar 2ät m I àtn temp. in

~

K

6

53

\13 Inhoud in m

3

157,28 ".~ }+ Diam. in m 7,08 3,88 1 of h in m l~ ,00 ~ ,22 Vulling: 1( : __ :::.-talys"lt :.Jr G:Olmma -schotels-aant. A1₂0

3

-vaste pakking bolletjes katalysator-type

-

,

_-

vorm

· ...

Speciaal te ge-bruiken :nat. . cV's .{'v'S aantal serie/parallel I I

(35)

Compressor en pompspecificatie

Code C9 P4

Type gascompressor centrifugaalpomp

Medium COz / NH₃ vloeibaar ureum

Capaciteit [kg/sj 13,83 381,55 Dichtheid [kg/m3J 169 1322 P zuig [atm] 1 1 P pers 2 1,5 Tin [KJ 413 408 Tuit [KJ 481 408 Wth [kW] 1,0 103 14,5 W [kW] _pr 8,1 103 18, 1 Materiaal RVS RVS '-/'

(36)

8 ECONOMISCHE ANALYSE

8. 1 Prijzen.

Voor de kostenberekening is gebruik gemaakt van [22]. Voor de recente

prijzen, oie niet. In OP J.ih:~r~t.ll.llr tp vi.nopn. 7.ijn, hehhen we DSM in novpmbf!r

1989 opgebeld en van hen de prijzen van de benodigde stoffen (melamine, ureum, kooldioxyde, ammoniak en de katalysator) gekregen. In tabel 8. 1 zijn de benodigde prijzen gegeven.

Tabel 8.1 Prijzen in guldens (1989)

Grondstof ureum 225 per ton

Producten melamine 2480 per ton kooldioxide 70 per ton ammoniak 210 per ton

Utili ties stoom 0.033 per kg katalysator 4000 per ton koelwater 0.050 per kg

In tabel 8.2 worden de hoeveelheden en de kosten van de chemicaliën en utilities gegeven.

Tabel 8.2 Productiekosten en opbrengst.

kg/s milj/ jr. Produktiekosten ureum 2.285 16.21 stoom 13.84 14.40 koelwater 97.87 0.15 katalysator 29.09 ton/ jr. 0.12 30.88 Opbrengsten melamine 0.7996 62.54 kooldioxide 0.8371 1. 85 ammoniak 0.6478 4.29 68.68

Deze getallen zijn gebaseerd op een 100 % beschikbaarheid van de fabriek. In de praktijk is de fabriek echter een aantal dagen per jaar down voor repara-ties, storingen ed. We hebben de beschikbaarheid geschat op 90 %. De produc-tiekosten worden dan f 27.79 miljoen/jaar en de opbrengst wordt f 61.81 mil-joen/jaar.

(37)

8.2 Personeelskosten.

De arbeidskosten zijn berekend met de Wesselrelatie: [22]

manuren/ton product

=

K • aantal stappen /(capaciteit per dag)0.76

=

L 7 • 3 / (69)°·76

=

0 20

Het aantal functieplaatsen is dan 0.20 • 69 / 24

=

0.6

=

3 werknemers. De totale loonsom L is dan 0.6 • 350,000

=

210 kfl.

8.3 Investeringen

De investeringen van een fabriek zijn te verdelen in:

Ib

=

investeringen in de proceseenheden on site (64 X)

Ih

=

investeringen in hulpapparatuur off site (16 X)

Il

=

investeringen in niet-tastbare zaken, zoals licenties, know how, operationele kosten, etc. (14 X)

Iw = werkkapi taal, voorraden, cash, terreinen (6 X)

Ib

en

Ih

vormen samen het fixed capital.

8.1

pre-Om tot een schatting van de investeringen te komen is de Zevnik-Buchan methode gebruikt. Deze methode berekend de totale investering aan de hand van de investering per functionele eenheid. De parameters die nodig zijn om een schatting van de investeringen te kunnen maken, zijn:

- procescapacitiet p

- aantal functionele eenheden n

- complexity factor Cf

- constructiekosten factor c_i

De investering per functionele eenheid wordt berekend met de formule:

Ib

=

0.1 • (I: Cf . • _,1 (p.)m ) • ₁ _C_i 8.2

m is de degressie exponent (= 0.6)

De complexity factor wordt opgebouwd volgens:

Cf

=

_{2 •} 10(Ft + Fm + Fp) 8.3

Ft

₌

temperatuur factor Fm

₌

materiaal factor Fp

₌

druk factor