De produktie van olie uit biomassa onder verhoogde druk en temperatuur

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

~ifi

·

TU

Delft

Technische Universiteit Delft

2893 F.V.O. Nr:

Vakgroep Chemische Procestechnologie

Verslag behorende bij het fabrieksvoorontwerp

van

R.J.C.A. Kras W.Oostra

onderwerp:

De produktie van olie uit biomassa onder verhoogde druk en temperatuur

adres: Graskamp 9 2771 KW Boskoop Borstelgras 22 3068 BJ Rotterdam opdrachtdatum: 7-2-1991 verslagdatum: 17-2-1992

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

~ --Samenvatting 1

samenvatting

Dit fabrieksvoorontwerp beschrijft het proces voor de produk-tie van olie uit biomassa. De grondstof voor het proces is het slib van een rioolwaterzuiveringsinstallatie met een capaci-teit van 500.000 inwoner-equivalent. Hieruit wordt per jaar 11,68 kt on olie met een verbrandingswaarde van 35 MJ/kg gepro-duceerd, en als bijprodukt ontstaat jaarlijks 3,325 kton teer met een verbrandingswaarde van 18 MJ/kg.

Indien biomassa zich in een omgeving van vloeibaar water en hoge temperatuur (300 °C) bevindt, worden kooldioxide en een organisch produkt gevormd. Omdat bij deze temperatuur fase scheiding optreedt kunnen de organische fase en de waterfase gemakkelijk gescheiden worden.

Het organisch produkt is door middel van destillatie te schei-den in olie en teer. Een deel van de waterfase wordt

gerecy-~ cled ter verhoging van de selectivite~t. uit de biomassa ontstaat 40 m% olie, 22 m% teer, 33 m gas (waarvan 96 m% CO2 en 4 m% CH4 ) en 5 m% in water oplosbare organische stoffen. De benodigde investering bedraagt 31.019 kfl. Bij een stook-olieprijs van 291,70 hfl/ton bedraagt het resultaat voor belasting -4.831 kfl (negatief). De berekende Return On In-vestment (ROl) voor belasting bedraagt -15,58%.

T

(} {-

~_.

cLUA-[ f

~ ~

kl;

~

'-

0

'0

I.J-~

\\ih

/ '" 0 ,

-I

tl~' }OO~ /1 x I.{ 0 ". ~-~ 0

d

I

v~k

'

.

~c.Luc.J.vU~I()h·'-<

J

ot 4.~ t'\-~ ~ ... ","0 .:1,.~ wO.' ·

L-_

HJp"-\·ol~w....,--

'.

'

Ck

e~,

C.A

0

-

~rR.~A ~st-lr~G

r

-

Z'~\{.

P~('J

t (.,(

'"

ol {(

~

•

I ~

.

•

•

•

•

?

•

•

•

•

•

=C=o=n=c~l~u=s==i=e~s~e~n~a:a==n~b~e~v~e~l~l~'n~g=e=n~ ____________________________________ ~2 Conclusies en aanbevelingen.

Het in dit FVO beschreven proces heeft twee voordelen - het slibverwerkingsprobleem wordt aangepakt - er wordt brandstof geproduceerd

Over de kinetiek van de omzetting van biomassa naar olie is weinig bekend, daarom is een conversie van 40% aangenomen. Bovendien worden voor slibverwerking geen kosten in rekening gebracht. Met deze aannamen is het proces niet rendabel, de ROl is -15,6%.

Het break-even point wordt bereikt bij een stookolieprijs van 719,= hfl/ton, de prijs van de produkten bedraagt dan: 607,= hfl/ton olie en hfl. 312,= per ton teer.

Een ROl voor belasting van 0% wordt tevens bereikt als voor de verwerking van slib een prijs gerekend wordt van hfl. 118,= per ton droog slib (zonder zaagsel).

Bij een eventueel vervolgonderzoek zij er een aantal punten die onderzocht zouden kunnen worden:

- i.p.v. een combinatie van slib en hout als voeding kan ook van andere 'biomassa' uitgegaan worden bijvoorbeeld papierpulp.

de kinetiek van de plaats vindende reacties dient verder uitgezocht te worden om de invloed te kunnen bekijken van factoren als temperatuur, druk, recycle-grootte en drogestof-gehalte.

-

a~s ki

~

etiek

--;

n samenste

~

produkt en beter bekend 1 - k ook de destillatiekolom nauwkeuriger gedi-mensioneerd worden.

- een andere mogelijkheid met vooral economische beteke-nis is schaalvergroting.

wcJ-

'"

~r-

ctUok--

et

e

~ ~

0

1

~

i

n

\J ('

~tet;

"'-~f(')~f

eM

~

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

Inhoud

Inhoud

Samenvatting

.

.

.

. . .

. .

. .

Conclusies en aanbevelingen.

1. Inleiding

2. uitgangspunten voor het ontwerp

. • • • • • • • . • .

2.1 Exogene gegevens

. • • • •

. • • .

2.1.1 capaciteit

. • • • . . • • • • . • . .

2.1.2 Specificaties grondstof . . . . • •

2.1.3 Specificaties eindprodukt .

2.1.4 Afvalstromen

. . .

• • • • . . . •

2.1.5 utilities . . . .

2 • 2 Endogene gegevens . . • • .

• . . .

2.2.1 Fysische constanten

. . . • • .

2.2.2 Corrosie

. . . .

2.2.3 Veiligheid

. • • . • . . .

3. Beschrijving van het proces.

• . . • . • • . .

3.1 De opslagsectie.

. • . • . • • . . . . • •

3.2 De voedingssectie.

. . .

. . •

3.3 De prepareersectie . . . . • . • • • • • . .

3.4 De reactiesectie. . . • •

. • • . .

3.5 De eerste scheidingssectie: SEP1 . • • •

3.6 De tweede scheidingssectie: DEST • . • • . . . .

3.7 De splittersectie FLASH.

. • • • • • • . • • .

3.8 Flexibiliteit.

. • . • . •

. . • •

3.9 Het opstarten van de fabriek.

4. Procescondities. . •

• . . . • • . • • .

4 • 1 Kinetiek • . .

. • • • • . • • . . .

4.2 De olie/water scheiding.

. • • . • • • . . . •

4.3 De destillatie toren . . • • . . • . . . •

5. Motivering apparaatkeuze en berekening . . . • . . . .

5 • 1 Reactor R5 . • . . • . . .

5.1.1 Afmetingen

. • • • . • . . .

. . •

5.1.2 Drukval . • • • • •

• . . .

3 1 2 5 6 6 6 6 6 6 6 7 7 7 7 8 8 8 8 8 8 9 9 9 9 10 10

11

11

12

12

12

12

5.1.3 Temperatuurverschil . • .

• • • • •

13

5.2

5.3

5.4

5.5

5.6

5.7

5.9

Olie / water scheider V8

. . . • . . • • .

13

Voedingspomp P3 .

. • . • • •

• . .

13

Mixer V2 . . . . . . 13

Fornuis F4

• • •

Flash V7

. . • • .

Destillatietoren T9 •

.

.

. . .

warmtewisselaars en luchtkoelers

14

14

14

14

6. Massa- en warmtebalans.

16

•

Inhoud

4

•

7.

Apparatenlijst voor reactoren kolommen vaten.

22

8.

Kosten, een vereenvoudigd model.

_{· · · · ·}

_{· ·}

27

8.1

Berekening van de investeringen.

_·

_{· ·}

_·

_{· ·}

_·

28

8.1.1

De methode van Taylor.

_{· · · ·}

28

•

8.1.2

De investering volgens Wilson.

_·

_{· · ·}

29

8.2

Berekening van de loonkosten.

_·

·

·

29

8.3

Economische beoordeling.

_·

_{· ·}

29

8.4

De prijzen.

. . · · · ·

_·

_{· · ·}

30

8.4.1

De grondstoffen

_{· · ·}

_·

_{· · ·}

30

•

8.4.2

De hulpstoffen

_·

_{· ·}

_·

_·

_·

30

8.4.3

De produkten.

_·

_{· ·}

_·

_{· · ·}

30

8.5

De kosten per ton produkt.

_·

_·

_·

_·

_·

_·

30

8.6

De investeringen.

_·

_{· · · ·}

_·

_·

30 8.6.1

Taylor

_{· ·}

_·

_{· ·}

_{· ·}

_{· · ·}

_·

_·

31 8.6.2

Wilson

_{· ·}

_{· ·}

_{· ·}

_·

_·

_{· ·}

31

•

8.7

De totale investeringen

_·

_·

_·

_·

32 8.8

De loonkosten.

_·

_{· ·}

_{· · · ·}

_·

_·

_·

_{· ·}

_{· ·}

32 8.9

De inkomsten.

_{· · · ·}

_{· · ·}

_{· · ·}

_·

32 8.10

De Return on Investment.

_{· ·}

_{· ·}

_{· ·}

_·

_{· ·}

32

I

.

9.

symbolenlijst

.

.

. · ·

_{· ·}

_·

_{· · ·}

_·

_·

_·

_{· ·}

_·

_·

34 10.

Literatuur

.

. . . ·

_{· ·}

_{· ·}

_·

_·

_·

_·

_{· ·}

36

•

•

•

Bijlage

1:

Specificatieformulieren

Bijlage

2:

Apparaten voor warmteoverdracht

•

Bijlage

3:

Fysische gegevens

Bijlage

4:

Chemiekaarten

Bijlage

5:

Overzicht literatuur

•

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

-•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

1. Inleiding 5

1. Inleiding

Het gebruik van biomassa (hout) als energiebron heeft als voordelen dat het aanvulbaar is. Als nadelen kunnen genoemd worden de lage verbrandingswaarde en het hoge vochtgehal te. Dit leidt tot hoge transportkosten. Een oplossing voor dit probleem is de omzetting van biomassa in een brandstof met een hogere verbrandingswaarde. Produktie van vloeibare brandstof uit biomassa kan via biochemische processen zoals fermentatie, waarbij ethanol wordt gevormd, of het kan door middel van

thermochemische processen. Deze thermochemische processen

kunnen als volgt verdeeld worden:

pyrolyse: In een fluide bed worden houtdeeltjes van 1-4 mm bij atmosferische druk en een temperatuur van 450 - 600

°c

omgezet in olie. De opbrengst is ca. 70 m% en de olie heeft ongeveer dezelfde elementaire samenstelling als de voeding.

Vergassen: Biomassa kan met zuurstof worden vergast in

een zelfde proces als gebruikt wordt bij kolenvergassen.

Hierbij wordt synthesegas geproduceerd, hetgeen kan worden

omgezet in methanol of koolwaterstoffen.

Als biomassa in vloeibaar water bij hoge temperaturen wordt behandeld, worden kooldioxide en een organisch produkt gevormd. Dit organisch produkt kan door middel van destillatie worden gescheiden in olie en teer met verbrandingswaarden van

~resp. ca. 35 en 18 MJ/kg. De opbrengst aan olie is 40 m%.

Het nadeel van de eerste twee thermochemische processen is dat als grondstof droog hout wordt gebruikt. Dit drogen van hout kost veel energie en is duur. Het proces dat als derde wordt genoemd speelt zich af in een waterige omgeving zodat hout niet gedroogd hoeft te worden. Als wordt uitgegaan van slib dan worden de eerste twee processen nog ongunstiger doordat slib een veel lager drogestofgehalte heeft dan hout.

In Nederland ligt het voor de hand om slib als grondstof te

gebruiken. Slib wordt als afvalstof geproduceerd in o.a.

rioolwaterzuiveringsinstallaties en moet verwerkt worden.

Verwerkingsmethoden zoals verbranden, storten en dumpen in zee zijn duur en schadelijk voor het milieu, zodat het gunstig is

l

wordt uitgegaan van een slibt zaagsel mengsel van 1:1 met een om het slib als grondstof te gebruiken voor olieproduktie. Er drogestofgehalte van 50 m%, welke met deze specificaties van de rioolwaterzuivering afkomstig is. Verder is het gunstig om de fabriek dicht bij de rioolwaterzuiveringsinstallatie te plaatsen om hoge transportkosten te vermijden en om het met organische stoffen vervuilde afvalwater te kunnen verwerken.

0

\.N~

\

he..-

:

(9

",,-cler,,~~

:

d~r

(=

s+ookl.vruo

-

J~)

'\J

e

't

b

r

~

l"'-G,\,")

w ltQ..-r

c~

/ ' --:;:..

L~

",~(L""clo.o.l!

cl

~ ~

.

C\~

~

.

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

2. uitgangspunten voor het ontwerp

2. uitgangspunten voor het ontwerp

~~~I.b0

1.1;')01.

00

D:

)

2.1 Exogene gegevens 2.1.1 Capaciteit

-

--

---6 2..~~"'O ~l,b ~~.~b~ woMf'

.s-g.

~ 00 t~1-l \t ot' ot...-.j

In de fabriek wordt het slib van een rioolwaterzuiverings-installatie met een capaciteit van 500.000 inwoners-equivalent verwerkt. Hieruit wordt 11.680 ton olie per jaar geproduceerd. Het aantal bedrijfsuren bedraagt 8.000 per jaar.

2.1.2 Specificaties grondstof

De voedingsstroom van de fabriek bestaat voor 25 m% uit slib (CH 1 9600 60)' voor 25 m% uit zaagsel (CH1 3800 59) en voor 50 m% uit water. De verbrandingswaarde van de' voeding is 21,18 MJ per kg droge stof.

2.1.3 specificaties eindprodukt

De geproduceerde olie heeft een zuurstofgehalte van 14 m% en een waterstofgehalte van 11 m%. De molecuulformule wordt dan CH1 8000 14· De stookwaarde van de olie is 35 MJjkg.

Het' als' bijprodukt geproduceerde teer heeft een zuurstof-gehalte van 46,7 m% en een waterstofzuurstof-gehalte van 9,5 m%, zodat de molecuulformule CH2 4500 80 wordt. De stookwaarde van teer

is 18 MJ jkg . "

2.1.4 Afvalstromen

De fabriek produceert een afvalwaterstroom van 30.660 ton per

jaar die voor 4,76 m% (=1.460 tonjjr) uit lichte organische

stoffen bestaat. Na koeling tot 400C kan deze stroom verwerkt worden in een afvalwaterzuiveringsinstallatie.

Tevens wordt een afgasstroom van 9.636 ton per jaar geprodu-ceerd, bestaande uit 96 m% CO 2 en 4 m% CH4 . Met een fakkel wordt het methaan verbrand.

Het bij de condensor gebruikte koelwater (54.317 ton/jr)

verlaat de fabriek met een temperatuur van 40

°c

en kan in een rivier geloosd worden zonder dat er sprake is van thermische verontreiniging.

2.1.5 utilities

Alle gebruikte utilities (hoge druk stoom, koelwater, elektri-citeit, lucht en proceswater) zijn aanwezig volgens de Hand-leiding voor het maken van een fabrieksvoorontwerp [1].

Cj e

e\...

v 0 e~<J'l~hoo\N-..

<J

t-

ClOU e. rpt"c;{i'c~e'rcl ) \Iv..."-CU

c\

~

~

...

()o\'t~ ,,~de

1"....t~iroo'--? l-lu~

1-cCl.-"'-

ott:tJ

~

wo."..J

I s..

<e<!'''''-1\Á-'-''~~ v~

1)lroc..~S

ko",-ol,'ht-l "

t};,'i',,\L\ '), 0 k,{

Ir,

(!,\Jf!./. 1 -'

snK~'~

5D . ',<>"'~:;{; -.~, Ó. ,"-.. t ... 1".... ~.:. \; \)vI\. ~ ,;" ,\ .~'l'f'l .. .,\ r-., . ).~ ~ '. I /\

.

.,. " I '1.\)\.('--. , .

---

t

'

,. ,

,

_, , ,

,

,

,

" 1'" _{... A··} \\_{. .."} w.!· , ...

,

, " r .:t V: ',; y'. l :1 i

J

'

.

f'~'''~ r j,. TEER t-. \.; ~e (jIJ { ~ ,,// / V2

r

/

, / , :.;,. -:;, / \ . . . , .. -.. / ' I'Z;{ -",iJ ,', J ._.-; "-.:; , .~ ! 'h) P3 \ ' Lf~ch~l,:· :) VVvVV" R5

-'

-

'

T

~

TC I ~ ~ _ ,. ,. 'J /,' <. P20 " " l __ ~ ~i, naar fakkel ,,411 ti ~~(' ~#.,A -'Il, (~{.~

()

\

"

...

.

"

.Ji~'l.k!~ ~

(

(oe .1~, 1..~1~.~ Co j r' -' " • ... ~[\tl <J Jr\k. ~ .J' • .. , :.: € ~. ~ l (~\ ~'" 0"'" V7

,

'~')Q'~ 1 0.63 ,~, , ~-\z(~, ,--; ..i

'/

d

'.r ' ....

J,

c ~ ", (. !,(/" ',I -1",0 i:,.)' .1'--Tg

,

,

_,

,

,

,

_, I ---J .. _ _ _ _ _ _ _ _ _ _ J

G

"7"-:;

t,' ,;; O j l ,,) ,f' ,j,;' .r'\). ,-._'! f ~_ ! ~ • "'i ,t: .\ ,:} ;<'., 1 I _{Ir.')' .'''''} H17 o '. '. '.J (i. ! P16 0 , L(i:-::) ,~I noor fakkel OUE .. M - 1 • ( ) . IJ) S i't 'I ' "

"

.. o A'') !1, ' f ' tJ 19 ~ TEER

~

.

, ( ~

-§:<:>~

,

o

f

----; ~o I , . re:;: . I -11_{. 2@} ,D--~

40

_:A~ J . .) ~-~ L _ _ _ _ _ _ _ _ _ _ _ _ _ _ _ _ _ _ ___ _ _ _ _ _ _ _ _ _ _ _ _ _ ___ _ _ _ _ _ _ _ _ _ _ _ _ _ _ _ _ ---~---~---~ Jt5" V2 SUBDRUKVAT VJ MIXER ps- BUISREACTO,R cr' I V9 OUE-WATER~ ~---, '11 DI "'"c~ TEER SCHEIDER V21, WATERFLASH 40-1 bar

PRODUCTIE van OUE EN lEER uit SUB

R. Kro. Fobriek.voorontwerp No: 2693

W, Oo.tra Januari 1992

2. u i tgang~. unten voor het ontwerp I_.·P'

,

-

-

-2.2 EndogeL~ gegevens .~\ I ~ ( ! ,...;" . ./ ,. I I . J )

.

( : . { . ... f •• ~ .. ,<. ... ..::. ) -~ 7

Over de ffsis,-::he constanten van het water/slib -mengsel als

functie vÖil dl:.~uk en temperatuur zijn weinig exacte gegevens

bekend. De door ons gebruikte waarden, gekozen na vergelijking

met andere susp~~nsies en slibmengsels, staan vermeld in

bijla-ge 3.

2.2.2

corlcsie

~

De pH va~ het proceswater is ca. 4, en het proces speelt zich

af bij hoge druk en temperatuur. Daarom zal de apparatuur

worden Uitgevoerd in roestvrij staal (AISI 316). De

opslagva-ten voor olie en teer worden in normaal staal uitgevoerd. e '

2.2.3 Ve,iligheid

stookol ie en teer zijn - beide brandbaar en explosief. Grote

voorzic:htigheid diert in acht te worden genomen bij de opslag.

De daw~ van stookolie met lucht is explosief boven 62 oe, bij

opsla~ bij 40 °c is dus geen gevaar voor explosie. Voor teer

ligt deze grens hoger. Vanwege de verpompbaarheid wordt teer

opge~;lagen bij 80 oe onder een stikstofdeken.

Het proces vindt plaats onder verhoogde druk en temperatuur.

In -~ 1eval _ van nood kéln de druk snel-- van het proces gehaald

worc'len via flash V7, de ontstane gassen worden middels het fakkelsysteem op een veilige manier geloosd.

Voe)r verdere eigenschappen van de gebruikte chemicaliën wordt

ve,rwezen naar bij lage 4.

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

3. Beschrijving van het proces

a

3. Beschrijving van het proces.

Het proces wordt nu ~esproken aan de hand van de flowsheet. Het proces is onder te verdelen in 7 secties : een opslag-, voeding-, prepareer-, reactie-, twee sCheidings- en een split-tersectie.

3.1 De opslagsectie.

Om de grondstoffen en produkten te bewaren is een opslagsec-tie nodig die bestaat uit: stikstofflessen, een berg (afge-dekt) slib, een produkttank voor olie en een verwarmde opslag-tank voor teer.

3.2 De voedingssectie.

De voedingssectie bestaat uit een voedingsvat V1 en een mix-er V2.

In de voedingssectie wordt het slib in het proces gebracht. Omdat de druk in de mixer 40 bar is is hiervoor een speciaal voedingsvat ontworpen om de vaste stof in het proces te bren-gen. Slib wordt in gebracht in vat V1 waarna de druk in dit vat op 40 bar wordt gebracht met behulp van stikstof uit flessen. Vervolgens wordt de afsluiter naar de mixer geopend en wordt het slib met de recycle stroom gemengd. Nadat deze afsluiter gesloten is kan de cyclus opnieuw beginnen.

De cyclustijd bedraagt 20 s, het volume van de mixer (type : helical ribbon) bedraagt 2 m3 het vermogen 10 kW.

Co

~ 0 v-"l/J' CA" \ -; 6 D = 1 s- ... 1. / 1''.'1.''''

3.3 De prepareersectie. 8

In de prepareersectie wordt de reactantenstroom op druk en temperatuur gebracht. Deze sectie bestaat pomp P3 en fornuis F4.

Allereerst wordt de voeding op 100 bar gebracht met een mul

ti-cylinder zuigerpomp, waarna de voeding door middel va~

teergestookt fornuis F4 op de reactie-temperatuur van 2~

wordt gebracht.

3.4 De reactiesectie.

De reactiesectie bestaat uit de buisreactor R5. In de reac-tiesectie vindt de feitelijke omzetting plaats van slib in de produkten teer en olie. De verblijf tijd is 5 min. Door de exo-therme reactie stijgt de temperatuur met 61,3°C tot 300°C. 3.5 De eerste scheidingssectie: SEP1.

De eerste scheidingssectie, SEP1, bestaat uit een flashvat V7 en een olie/waterscheider

va.

De produktstroom wordt afgekoeld met luchtkoeler H6 van 300 naar 250°C waarna door een flash

•

•

•

•

-I

-I

•

•

•

•

•

3. Beschrijving van het proces 9

bij 40 stroom fakkel plaats

bar de lichte organische componenten uit de

produkt-verwijderd worden. Het ontstane gas wordt naar de

geleid. Hierna vindt een olie/teer-waterscheiding

in V8, de verblijf tijd is hier 10 min. 3.6 De tweede sCheidingssectie: DEST.

De tweede scheidingssectie, DEST, bestaat uit een destilla-tietoren T9 met condensor H11, vat V12 en reboiler H10 en een fakkel systeem M23. De destillatietoren scheidt de olie en de teer afkomstig van V8 met behulp van 6 schotels onder een mild vacuüm. Waarna de produktstromen worden afgekoeld met lucht-koelers H13 en H14. In DEST worden de lichte organische compo-nenten uit flash V7 afgefakkeld.

3.7 De splittersectie: FLASH.

De splittersectie, FLASH, bestaat uit een splitter een flash V18, en een luchtkoeler H17 om de afvalwaterstroom te koelen. De waterstroom afkomstig uit V8 wordt door de splitter ge-splitst in een recyclestroom naar de mixer en een afvalwater-stroom naar flasp V18. Als de restwaterstroom direct naar 1 bar geflashd wordt ontstaat met organische stoffen vervuilde

stoom. Daarom wordt er eerst gekoeld met luchtkoeler H17

waarna het uit de flash komende vervuilde water in een biolo-~ gische afvalwaterzuiveringsinstallatie gereinigd kan worden.

3.8 Flexibiliteit.

Het proces is in de keuze van de grondstof redelijk flexibel, in principe kan ook alleen zaagsel of papierpulp verwerkt worden.

De doorzet van het proces wordt beperkt door d~ capaciteit van pomp P3. Verder dient de temperatuur van de produktstroom voor de olie/teer-waterscheider minimaal 250°C te zijn omdat de scheiding dan het best verloopt. [2]

3.9 Het opstarten van de fabriek.

De volgende procedure wordt voorgesteld om de fabriek op te

starten. Het systeem wordt eerst gevuld met proceswater,

waarna dit water op druk en temperatuur gebracht wordt. Opwar-men kan met het fornuis, hiertoe dient een hoeveelheid teer aanwezig te zijn. Hierbij dient de druk in het systeem steeds voldoende hoog te zijn om gasvorming te voorkomen.

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

4. Procescondities 10

4. Procescondities.

4.1 Kinetiek.

Over de kinetiek van de omzetting van biomassa naar olie is in de literatuur weinig te vinden. Een bijkomend probleem is dat bij de gekozen reactietemperatuur water bijna-kritisch is, over reacties in bijna-kritische vloeistoffen is weinig be-kend. Goudriaan [3] vermoedt dat de reacties verlopen via een efficiënte decarboxylering van carboxylzuren die als reactie-intermediairen gevormd worden. Molton [4] laat zien dat aceton één van de eerst gevormde produkt en is in de conversie van biomassa tot olie. Hierna treden allerlei condensatie reacties op.

Kwantitatieve gegevens over de plaatsvindende reacties Z1Jn vrijwel onbekend. In het algemeen is alleen de yield bekend, de verblijf tijden zijn meestal moeilijk aan te geven omdat veelal gebruik gemaakt wordt van autoclaven, met opwarmtijden in de ordegrootte van een uur. De resultaten van het litera-tuuronderzoek zijn samengevat in tabel B2 in bijlage 5.

Omdat drukverhoging geen invloed heeft op selecti vi tei t en opbrengst is deze zo laag mogelijk gehouden. Wij hebben geko-zen voor een druk van 100 bar (iets boven psat van water bij 300 °C). Wij voegen geen zouten als katalysator toe omdat dit volgens de meest recente literatuur geen verhoging van op-brengst geeft. Omdat er geen kinetiek bekend is zijn we uitge-gaan van de gegevens van Goudriaan [3] en hebben we gekozen voor een yield van 40% bij een verblijf tijd van 5 min. Een langere verblijf tijd geeft geen verhoging van de opbrengst volgens ogi e. a [2] Volgens Goudriaan gaat het hier om een exotherme reactie met een reactie-enthalpie van 800 kJ/(kg omgezet slib).

50 m% hout+50 m% slib

->

40 m% olie + 22 m% teer + 33 m% gas + 5 m% organisch

slib CH hout CH olie CH teer eH organisch CH C.~tl60 gas CH

tabel 1: Elementaire samenstelling van reactanten en produk-ten.

•

•

•

x

•

•

•

•

4. Procescondities 11

Omdat volgens Goudriaan de aanwezigheid van lichte organische componenten in het water de selectiviteit van de reactie

gunstig beïnvloedt, waardoor een kwalitatief betere olie

ontstaat, wordt een deel van de afvalwaterstroom gerecycled. Dit heeft tevens als voordelen dat er minder water verbruikt

wordt, en het energieverbruik neemt af doordat het gerecircu- l

leerde water reeds een hogere temperatuur heeft en al op een

i

~

hogere druk is. 'ol

De warmte van de rest van het afvalwater zou gebruikt kunnen worden om de reactantenstroom 3 op te warmen. Dit bleek

econo-misch echter niet gunstig, de grotere investering werd niet )

gecompenseerd door de hogere teer opbrengst. 4.2 De olie/water scheiding.

ogi [Lit.2, 5] stelt vast dat bij een hoge temperatuur het olie/teer /water mengsel zeer eenvoudig te scheiden is in een olie/teer- en een waterfractie, er treedt zeer snel faseschei-ding op. Dit is de reden waarom er gekozen is voor scheifaseschei-ding

bij een temperatuur van 250 °C.

~~c,

oc~

4.3 De destillatie toren.

,

\~

~<

-

-a..~

\

",:}v

J'~

\-V

r

.,."

~

vrP'\J.

Olie en teer dienen te worden gesche'tlen middels een

tie onder verlaagde druk. De oli staat uit compo

stilla-een kookpunt beneden 1800C bij 0,5 bar. De res~ ordt teer

genoemd en verlaat de destillatie oren op ~J Om iets te

kunnen zeggen over de dimensies van de kolom werd in CHEMCAD

•

1

olie voorgesteld door een mengsel van fenol en 1-methyl-2-isopropylbenzeen en teer door l-octadecanol.

/ I C. HO 0

~

<-1-1

° .

.

.

1

___ )

w~r

""'"

::

l.U~t

\.AA'

~

•

l.u~t-

~

e

(y

(Ie

h(t.1.A.

>

w~t

I-

tuo

lA1

"'-/lw-•

•

•

•

•

•

•

I

•

•

•

•

•

•

•

•

5. Motivering van apparaatkeuze en berekening 12

5. Motivering apparaatkeuze en berekening

5.1 Reactor R5

Terugmenging heeft een negatief effect op de selectiviteit [3]. Daarom kan de reactie het best uitgevoerd worden in een buisreactor.

5.1.1 Afmetingen

Het volume van de reactor wordt bepaald door de verblijf tijd en de volumestroom en is gelijk aan 1,622 m3 . De dikte van de reactorwand (d) is evenredig met de druk. Om de dikte van de

reactorwand te beperken wordt gekozen voor een inwendige

diameter (D) van 0,48 m en een lengte (L) van 8,97 m.

De dikte van de reactorwand wordt berekend volgens de methode in API 1 p.55. De som van de tangentiële spanning (at) en de

axiale spanning (aa) moet kleiner zijn dan de toelaatbare

spanning (a).

c:r-

<.

vI::. T~ ~

o

=

pD (2)

t 2 d

97

0- c( ~ ~ ~ ( (Jt ,<J~)

o = pD

a 4d

met p = inwendige

Hieruit volgt dat

d> 3pD

40

druk - uitwendige druk (Pa) moet gelden:

()

\

t

/l\oo~'v.I.t,")".f,...

000 ,>o..t' "o,ç~

(3)

(4)

Voor roestvrij s:t_aayCAI}g, 316) geldt bij T

=

300

°c

en p

=

100 bar dat a

=

5,84

'10

.

~

)

pa.

Hieruit volgt dat de minimale wanddikte gelijk ls--CfèlfÎ" 47,

°

mmo Voor veiligheidsaspecten wordt een wanddikte van 60 mm gekozen.

5 . 1 . 2 Drukva I

De drukval over de reactor (~p) is gelijk aan

41'p-v2

'L

a

p

=

----'----D

met v

=

snelheid in de reactor (

=

0,03

mis)

f

=

frictiefactor

(5)

In het laminaire gebied geldt: 4f

=

Re/64: de drukval wordt dan:

~

7

TIm

. IOI~~2~~~5~Lll.IO~~2-LLU~5~~IOO~~~2~~~5~~QOO~-L~2-ULU~UO~~

f

IC\

i;

COPOClfy,gol./mln.

Pump l·J,J.'t"rage chart hased on normal ranges of opcratioll of commercially availahle types.

--. :M.:ale. Broken lines-llsc right ordinate. presS\lfc scale.

Solid Iines-use left ordinale.

_

I

-

I

I I

-

I

I

-•

-•

•

i I

•

I

I

.

•

•

I

.

I

•

:

_I

.

•

•

•

•

5. Motivering van apparaatkeuze en berekening

ap

=

32 ·L'1)

'V 1)2

13

(6)

Invullen van de waarden geeft een drukval van 3,7 Pa over de reactor. Deze waarde is erg laag, veroorzaakt door de gro e diameter en de lage snelheid.

5.1.3 Temperatuurverschil

De reactie is exotherm, de reactiewarmte is 800 kJ/kg omgezet

slib. [3] Het warmteverlies naar de omgeving wordt beperkt

door om de reactor een laag van 0,1 m glaswol aan te brengen. Het warmteverlies is dan 1,91 kW. Ten gevolge van de exotherme reactie vindt in de reactor een temperatuurstijging van 61,26

oe plaats. De t emperatuur van het mengsel dat de reactor

ingaat is 238,74 oe, na de reactor is de temperatuur 300 oe.

5.2 Olie / water scheider

va

De olie/ water scheider werkt bij een druk van 40 bar en een temperatuur van 250 oe. Onder deze omstandigheden vormt zich spontaan een olielaag op een waterlaag. Het volume van de scheider is 2 m3 , zodat de verblijf tijd ruim 6 minuten is.

Met een lengte/ diameter verhouding van 3 wordt de lengte 2,84

m en de diameter 0,95 m. De scheider wordt uitgevoerd in

roestvrij staal AISI 316. De minimale wanddikte is dan 37,6 mm, voor de veiligheid wordt een wanddikte van 47 mm gekozen. 5.3 Voedingspomp P3

Om de voedingsstroom op de juiste druk te brengen, van 40 bar naar 100 bar, wordt een multicylinder plunger pomp gebruikt. Gezien het debiet en het benodigde drukverschil is dit volgens fig. 1 de meest geschikte pomp [6]. De pakking dient gezien de temperatuur van 150 oe van lood te zijn.

5.4 Mixer V2

De mixer is een roestvrij stalen (AISI 316) waarin de voedingsstroom en de recyclestroom met een lintroerder (helical ribbon mixer). De het vat is 150,2 oe en de druk is 40 bar.

vat van 2 m3 , gemengd worden

temperatuur in De voedingsstroom bevindt zich in een voorraadvat op 25 oe en 1 bar. Dit voorraadvat is boven de mixer geplaatst en d.m.v. twee kleppen kan de voeding in de mixer worden gebracht. De ruimte tussen de kleppen (het slib-drukvat) is 0,05 m3 • Eerst wordt de bovenste klep geopend en 40,556 kg voeding valt op de

onderste klep. Na sluiting van de bovenste klep wordt de

voeding met stikstof op 40 bar gebracht, waarna de onderste klep geopend wordt. Deze wordt weer gesloten en de druk wordt

I

.

•

•

•

•

•

•

r

•

•

•

I

l

·

5. Motivering van apparaatkeuze en berekening 14

van de ruimte tussen de kleppen gehaald. Vervolgens opent de bovenste klep zich weer. Zo'n cyclus duurt 20 s. De schomme-ling in de samenstelschomme-ling van het mengsel is 4,5 %.

5.5 Fornuis F4

De brandstof voor het fornuis is teer dat als bijprodukt wordt gevormd. Het fornuis warmt de processtroom op van 150,2 oe tot 238,74 Oe, het hiervoor benodigde vermogen bedraagt 1,3560 MW.

Als van een rendement van 70 % wordt ui tgegaan dan is een

vermogen van 1, 9371 MW nodig. De stookwaarde van teer is 18 MJ/kg, zodat in het fornuis 0,10762 kg teer per seconde wordt verbrand. Het fornuis werkt op een druk van 40 bar.

5.6 Flash V7

In vat V7 wordt de stroom geflashd van 100 naar 40 bar om het

ontstane e0 2 te verwijderen.

'"

.HLtwv\'"

e .

~tk

"?

5.7 Destillatietoren T9

Met behulp van CHEMCAD werd de destillatietoren voor de olie/- . k,~e~

teer-scheiding geschat. Hiertoe werd als modelstof voor olie

I

c\\)

een mengsel van fenol en 1-methyl-2-isopropyl-benzeen gebruikt

~~,~~

­

en voor teer werd l-octadecanol als modelstof genomen. De l ~~,,,,,,,,,,,

temperatuur van de voedingsst~oom is 250 oe en de destillatie ~?

.Je.-vindt onder verlaagde dru (0,5 bar) plaats. Het aantal scho- ~~r~

tels bedraagt 6. UJo.o. \' ov- "-Gor

De over te dragen warmte in de condensor bedraagt:

157,440 kJ/s als de verdampingswarmte van olie op 300 kJ/kg

~

gesteld wordt. Het debiet van de hiervoor benodigde koelwater-

~\~

i~~'

stroom, die van 20 naar 400C opgewarmd wordt, is 1,88 kg/se

be.",te~S

De verdamper verdampt 0 , 2 6 3 kg teer / s met een verdampings-

-warmte van 350 kJ/kg. Hiervoor wordt 0,393 kg hoge druk stoom

per seconde afgekoeld van 410 naar 2930e. Voor overige

gege-vens van de condensor en de verdamper wordt verwezen naar de specificatieformulieren.

5.9 Warmtewisselaars en luchtkoelers

Voor de koeling van de diverse stromen wordt zoveel mogelijk luchtkoeling toegepast. Voor de berekening van de benodigde luchtkoelers is uitgegaan van de methode van Saunders [ 17 ] , deze methode is samen met de resultaten weergegeven in bijlage

2.

De berekening van de condensor en de verdamper is volgens de methode in het API -dictaat gedaan. [7] Ook deze methode en de resultaten staan in bijlage 2.

•

Massa- en warmtebalans 15

•

6. Massa- en warmtebalans.

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

~pparaatsTroom

t

Componenten

- -- . -, I

_

_

~.':....é.n._ u;(,\.t~ r-J'~ ~ . Cl .

.c

l

1 si <J ~~·"réÖ))

i.

ffJi'!~

---.d...e

..

1"

.

..c.

r:-gtl!,

(H,St-. ~ - _ .

Tolaal:

A~~araatsTtoom

f

Componenten

sL

lh

~,';'t:s.

L

I1:.,

"->;bk~.fof

t::r

((022

cll

P

~ a.n.t• ;)(...~ JLI' ,-: -.- -... - ._.

Totaal:

M

in

kg/s

OillkW

M

ICi ;,q I!V - /' l Qi .j,fl. I . /

lf)2jJ'

M

2

I

.ft5.

l

'?

n~",

i'

,

2:2

-

3l

04ó&t

e; f~P.

4jO$'"5'b

•

I

a

-2/'176,3

(;.

U

2

'4rL,~

1-•

.

'

•

-•

- l • • • • I

'2

<... . _, ,..~.-) ' - - -

-M

Cl

M

Cl

M

Cl

M

Q - _. - -lu~ I~{; ~

I.

u

:

)

<.:{, - --- - _. ..

_-

_{- - - -} _.. ~-_._- -I

2

.

g-'f~'

- --- 19Jf:ä/ - ... -

.tM

sl

-IJ 1:/ I. o.O!J~ - _ ... --- -"---- -. -«)

,

~6I.

_q;OJ'6

'Jcg(~ - ---- -- - - -

-(5)pKt9;-

_4,055'

233~),t 4.0}"§-{

_1131'2

f

6

4.0:);)6

J4l!JtJ.-6

f-

t?

_.9

.t

o

M

Cl

M

Cl

M

Q

M

Q - ---

-- - -2J~f;l _{- - -}

_~

-a.3~'

,

o

; 33~'"

-

_._

..

_

_

. - - -

-a,2J3l

_

_

._

.. -_ . ~2Z1l

-42Z~

-~1~QS6 _{I - -} ----

'1i

6Sl

.

~()tC

-q

l!tll-

_

. ... __ .-

_q14

71

_{- _.- - --,"._} -t - _ ._--

_{- - - -}

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

--.-_

.. - "--_ ._- . - - _._ - - _. -

-4.pS5"6

_2"~04.~

₆

_033ktb

_8/01)3

_3,f.210

_23/1J;4f

_(JÓ2&J-

_,,8~)4 v

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

I

I

I

I

I

I d

I

10

I

I

!

:!

I

I

!

I

I

I

I

I

I I I

I

I

r-r'. --~ _ _ _ _ _ _ _ _ _ ~--;

t

t

E

c

o Cl)

~~

fVi

Cl)

I

+- t:: '=' 0 I'=' Q.

I-I

_c

E

₀

'fuu

I

<.(.~

c

c

-

o

+-..

--

rt rt IJ I

::

I

Q..

I

.-C 11. C C

c

E

c

c

'-E

c

c

-..

V

c

VI

c

"-- ]'I o ~

+-

-•

•

:

_!

e

! i I

•

•

•

•

•

•

•

•

o

I

_I

i

I

I

I

I

I

~

I

I

I

d

I

I I o

I

I

I

cv----..;...~__.;..._.;...~..:._~..;...;.__O.~ \'V

c

c

-

o

+-d

d

E

c

o

aJ

i~ ~

!t

g

IC , ... E

c

0

I

I

I

I

I i I

I

I

I

i

I

, , !

i

I I

i

..

--

rt rt

--

_a.

-

C Q. C C

c

E

c

L

"

E

c

C

I

v

i

c

VI

c

""-- j

o

~

;-u

=

__

~_t~

____

~

________

~~

__

~~1

i

- - - ---'

•

IN

_waarts

Voor-M

Q

M

•

Q

•

2,021&

'2/'06,3

•

0,0/87-

-•

I

~,O55'6 '23392.6

•

_q/Ot

_b

_1937,/

I I

I

•

Lt,0S'56 ?~ ~Lt9 6

•

\

•

t" 0'5'56 24"f4h ""f

•

I

•

I

.

Massa -en

Warmtebalans

VI Vl ----.".""

- - - 6

1

Retour

M

Q

1

U1T

M

Q

0,010;7 !

I

I

~/076

_58','

I

I

I

',9

1

I

I

7-t,

2,1

I

I

I

•

ft ossb

_-

_-

-2ltOO46

•

,

•

\

.

•

3°924

_J

'1630,0 1,061(6

t

-'lrlJ,6 \

•

•

,

0/62.81-

-/8s65, it

•

•

•

0,392(1

302,5"

•

1,8339

~

3:3,"

•

•

stoom

I

koelwaee.r

vB

T3

\

,

kOtiUt.cht )

-/ , \

-"

r

"

0,3';46

_809,3

'2,02 tcJ 19/6,3

93l.t

.

6

~o6~6

/119,0

0,3928

'2/qLt

',8839

Illi,O

•

1

,

-

-I : ! ,

•

A I I 1 I

I

e

I

I

•

I

I

.

•

•

4.

i

4,113

0

8

I

.

i

•

o, '10'S6 __ - - __ --,(j!)-

t

1~3S3,2

t

~

H 13

koeLifd~t: k'oei~ht. ,

_Ilt2,O

,

, 1 _OLIE" '- _O,'-ttJ56 ~- -~ /'-12/1,2 ,11

o

'223'

_{-- -.@}

414(" 9 ~

kotLw..drt _~

_HI'-I

ko~t 100,

lt

/

lEER )

eK __

~2231 L;Oltb,5 ~

23616, S

~

_Totaal

:.

~?JO~

?.3676,

5"

Massa in kg/s

Warmte in

kW

Fabrieksvoorontwerp

No: 2893

i I

•

•

•

i

.

I

I

•

•

•

•

•

•

•

7. Overzicht specificatie apparatuur

7. Apparatenlijst voor reactoren kolommen vaten •

Apparaat V1 V2 V7

Benaming, slib- mixer flash

type drukvat (100/40)

abs. druk in bar 40 40 40

temp in oe 25 165,7 250

Inhoud in m3 0,05 2 4

Diam. in m 0,4 1,08 1,19

L in m 0,4 2,17 3,58

speciaal te ge- AISI 316 AISI 316 AISI 316

bruiken materi-aal

Apparaat V12 V18 V21

Benaming, conden- flash

teerop-type sorvat 40-1 slagvat

abs. druk in bar 0,5 1 1

temp in oe 180 40 80

Inhoud in m3 0,5 2 155

Diam. in m 0,86 1,08 7,34

L in m 0,86 2,17 3,67

speciaal te ge- AISI 316 AISI 316

bruiken materi-aal 3 _-::.

,

t

\j

'J..

~

>

1:~ IQ ~e<. ~\'V\ -:, '»

~~

?.. l'jj

~

~ 2- 10 VV' S -::: 22 V8 olie/wa- terschei-der 100 300 2 0,95 2,84 AISI 316 V22 olieop-slagvat 1 40 545 11,15 5,58

.

\v\.-\.M

I ,

•

•

•

I

I

'

.

I

! I I I

I

.

•

•

J

e

•

7. Overzicht specificatie apparatuur 23

Apparaat R5 T9 M23

Benaming, reactor destil- fakkel

type

latieto-ren

abs. druk in bar 100 0,5 1

temp in

°c

250-300 180-260 280-800 Inhoud in m3 1,6 3,14 Diam. in m 1 L in m 4 Vulling: nvt nvt schotels, aantal 6

vaste pakking geen

katalysatortype katalysatorvorm

speciaal te ge- AISI 316 AISI 316

bruiken materi-aal

Apparatenlijst voor warmtewisselaars. fornuizen.

Apparaat H6 H13 H14 H17

Benaming, lucht- lucht- lucht-

lucht-type koeler koeler koeler koeler

medium water- olie/ teer/ water/

pijpen-/ Olie/- lucht lucht lucht

mantelzijde lucht Capaciteit, uitgewisselde 742,2 141,96 100,4 934,6 warmte (kW) Aantal serie/ 1 1 1 1 parallel abs. druk in bar 100/1 1/1 1/1 40/1 pijpen-/ mantelzijde temp. in/uit (oC) pijpzij- 300/250 180/40 260/80 250/40 de 25/182 25/69 25/30 25/130 mantelzijde

speciaal te AISI 316 AISI 316

gebruiken materiaal

•

7. Overzicht specificatie apparatuur

24

•

Apparaat

H10

H11

Benaming,

reboiler

condensor

type

medium

stoomt

watert

pijpen-/

teer

olie

•

mantelzijde

Capaciteit,

uitgewisselde

92,1

157,4

warmte

•

(kW)

Aantal serie/

1

1

parallel

abs. druk in

bar

40/0,5

0,5/1

•

pijpen-/

mantelzijde

temp. in/uit

(oC) pijpzij-

410/293

20/40

de

260/260

180/180

mantelzijde

•

speciaal te

gebruiken

AISI 316

AISI 316

•

materiaal

•

•

•

•

•

•

7. Overzicht specificatie apparatuur 25

Apparatenlijst voor pompen.

•

_{Apparaat P3 P15 P16 P19}

Benaming, zuiger- oliepro- teerpro-

afvalwa-type pomp duktpomp duktpomp terpomp

{centri- {centri-

(centri-fug. ) fug. ) fug. )

•

te verpompen olie/wa- olie teer water

medium ter capaciteit 4,0556 0,4056 0,2231 1,064

•

(kg/s) dichtheid 900 900 900 990 (kg/m3 ) zuig-/pers- 40/100 0,5/1,5 0,5/1,5 1,0/1,5

•

druk in bar-(abs) temp. (oC) 150,2 40 80 40 Vermogen in 23,38 0,060 0,033 0,071

•

kW (as)

speciaal te AISI 316 AISI 316

gebruiken materiaal

•

•

•

•

•

•

•

7. Overzicht specificatie apparatuur 26

•

Apparaat P20 P24 P25

Benaming, Recycle- condensor

teerfor-type pomp koelwater- nuispomp

(centri- pomp (cen-

(centri-•

fug. ) trifug. ) fugaal)

te verpompen water water teer

medium capaciteit 2,0278 0,52 0,066

•

dichtheid (kg/s) 800 996 900 (kg/m3 ) zuig-/pers- 39,5/ 1,0/2,0 1,0/2,0 druk in bar- 40,5

•

(abs) temp. (oC) 250 30 80 Vermogen in 0,338 0,070 0,010 kW (as)

•

speciaal te AISI 316 gebruiken materiaal

•

•

I

•

•

•

I

•

•

•

•

•

I

•

•

•

•

•

•

•

8. Kosten 27

8. Kosten, een vereenvoudigd model.

De totale kosten KT kunnen in een model als volgt weergegeven worden:

waarin:

KA

=

de algemene kosten. KF = de fabricage kosten.

(7)

De fabricage kosten zijn onder te verdelen in indirecte kosten ook wel overhead kosten genoemd (Ko)' kosten die afhan-kelijk zijn van het produktievolume (Kp), kosten die van de

investering afhangen (KI) en KL de semi-variabele kosten waar-onder loon valt:

(8) Daar goede schattingen voor al deze kosten moeilijk te geven zijn, zolang het om een FVO gaat, wordt het model als volgt vereenvoudigd: alle kosten exclusief de volumegebonden kosten worden betrokken op de investeringen en het produktieloon. Hier betekent het dat KA en Ko met behulp van een verdeelsleu-tel onder worden gebracht in KI en KL:

(9) Hierin bestaat Kp uit k p ' de kosten per ton, en de geprodu-ceerde hoeveelheid P vermenigvuldigd met een factor a voor de niet berekende produktie afhankelijke kosten:

De kosten per ton worden als volgt berekend:

kJ) -

t

Vi·qi

1

met :

vi

=

kosten per ton grond- of hulpstof i qi

=

hoeveelheid i nodig per ton produkt.

(10)

(11)

De investeringsgebonden kosten worden voorgesteld als een

fractie f van de investeringen I

Kx -

f. I (12)

De grootte van f hangt onder andere af van de afschrijvingen en het onderhoud.

Alle kosten die niet in Kp of in KI' onder gebracht kunnen worden worden bij de loonafhankelijke kosten KL' opgeteld. Deze kosten worden weergegeven door de loonkosten L te verme-nigvuldigen met de factor d:

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

8. Kosten I - d KL - .L

Het totale model ziet er nu als volgt uit:

KT

=

a.kp'p+ f.I+ d.L

28

(13)

(14)

Voor de factoren a, d en f werden de waarden genomen van het

'beste model' ([8], tabel 2.12) (a=1,13, f=O,13, d=2,5). De

waarde voor f is exclusief afschrijvingen, deze moeten apart berekend worden.

8.1 Berekening van de investeringen.

Het totaal te investeren bedrag volgt uit:

I= I_B+ IH+ Iw+ IL (15)

Hierin is I B de investering in proces eenheden (battery li-mits), IH de investering in hulpapparatuur, IW het werkkapi-taal en I L de kosten voor licenties. De som van I B en IH wordt vaak het fixed kapitaal IF genoemd. Als de kosten voor licen-ties niet meegenomen worden vereenvoudigd het model tot:

(16)

Voor de grootte van het werkkapitaal is 6% van IF genomen ( [8], fig 3.1). Voor de berekening van de investeringen in 'fixed capital 'is gebruik gemaakt van 2 verschillende metho-den: de methode van Taylor en de methode van Wilson.

8.1.1 De methode van Taylor.

De investering volgens Taylor [8] volgt uit de volgende

formule: C I

=

4S.f.pO • 39 . _I_

B

300 met: I

=

de investeringen in kE

P

=

de capaciteit in kT per jaar

CI

=

index uit Engineering

&

Process Economics f = de costliness index:

(9)

f

=

f

(1. 3 ) S 1 ( 18 )

1

hierin is N het aantal proces stappen en 1.3 Si een produkt van correctiefactoren.

Deze correctiefactoren volgen uit (tabel 3.22, [8]), hierin worden waarden van S gevonden voor grootheden als druk, tempe-ratuur, relatieve doorzet en opslagtijd. Voor elke processtap worden deze waarden opgeteld en de costliness index berekend, de som van deze factoren is de totale costliness factor.

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

8. Kosten 29

8.1.2 De investering volgens Wilson.

Bij de methode van Wilson [8] wordt uitgegaan van het aantal

apparaten N in plaats van het aantal processtappen , pompen

worden echter niet meegeteld. De investering volgt uit:

(19)

Hierin is f de investeringsfactor die afhangt van het soort

proces en van de Average ~nit ~ost deze AUC is weer

afhanke-lijk van de jaardoorzet van een 'average unit' in tonnen

Aue

=

21.

(Jaardoorzet)

0.675 (20)

De factoren Fp ' Fm en Ft corrigeren voor respectievelijk druk

materiaal en temperatuur (fig 3.26 en 3.27, [8]). Ook bij

Wilson worden de investeringen gevonden in Britse ponden

(1971).

8.2 Berekening van de loonkosten.

Voor de berekening van de loonkosten is gekozen voor de Wessel-relatie [8]:

manuren

=

k.

ton produkt

aan tal stappen

kapaci tei t

0.76

(

dag

)

(21)

De factor k wordt bepaald door de aard van het proces

(conti-nu, gemengd of discontinu) en heeft grote invloed op het

aantal manuren. Voor een continu proces kan de Wessel-relatie omgewerkt worden tot het volgende verband:

L

=

32 .N. eO. 24 (22)

Hierbij is uitgegaan van 350 kfl. per functieplaats (in 1986) en staat N voor het aantal stappen en C voor de jaarproduktie in kiloton.

L is de totale loonsom in kfl. De uitkomst van deze formule moet nog wel gecorrigeerd worden voor de stijging van de arbeidsproduktiviteit met ca. 6% per jaar.

8.3 Economische beoordeling.

Er zijn een aantal methoden om te beoordelen of een project economisch al dan niet haalbaar is. Een eenvoudige (statische) methode is de zgn. Return On Investment (ROl) hierbij wordt de

jaarlijkse winst gedeeld door de totale investering:

(23)

De basis van de berekening is vollast, er wordt dus geen reke-ning gehouden met een lagere produktie tijdens het opstarten van de fabriek, het gevonden percentage is dus een optimisti-sche schatting.

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

8. Kosten 30 8.4 De prijzen. 8.4.1 De grondstoffen

In praktijk moeten afvalwaterzuiveringsinstalaties betalen voor dumping dan wel verbranding van slib, 126-300 Can$/ton droge stof [9] • Wij verwerken het slib gratis mits dit bij ons afgeleverd wordt op onze specif icaties, de AWZ' sdienen namelijk iets meer zaagsel toe te voegen dan normaal hetgeen de kosten voor hen enigszins verhoogd. Totaal is onze route voor hen echter goedkoper.

Het benodigde proceswater kost hfl. 2,50 ~er m3 .[1]

stikstof kost bij een verbruik van 2000 m per jaar, aangele-verd in flessen, hfl. 2 40 per m3 [10], wij hebben weliswaar minder nOdig (ca. 700 mi per jaar) maar deze hoeveelheid komt het meest in de buurt. Hierbij wordt er vanuit gegaan dat de niet gebruikte stikstof terugverkocht kan worden aan de leve-rancier. De einddruk in de flessen is namelijk nog 40 bar. 8.4.2 De hulpstoffen

Koelwater kost hfl. 0,05 per m3 en elektriciteit kost hfl. 0,10 per kWh bij een afname van 106 kWh per jaar [1].

8.4.3 De produkten.

De prijs van de produkten per ton werd als volgt gerelateerd aan de prijs van stookolie (hfl. 291,70 istookwaarde 41,45 KJ/kg [10]) : de stookwaarde van het produkt werd gedeeld door die van stookolie en vermenigvuldigd met de prijs van stook-olie. Aldus is de prijs van olie hfl. 246,31 en die van teer: hfl. 126,67.

8.5 De kosten per ton produkt.

In tabel 2 staan vi en qi voor de benodigde grond- en hulp-stoffen weergegeven.

tabel 2· berekening van k

.

_"n·

i _qi V· _1. q'*v, _{1. 1.} L (L/ton) (hfl/L) hfl/ton elektriciteit kWh 30,37 0,10 3,03 proceswater m3 0,001 2,50 0,002 koelwater m3 4,645 0,05 0,23 stoom ton 0,969 24,00 21,01 stikstof Nm3 0,060 2,40 0,14

ky,

24,42

•

•

•

•

•

I

i

'

.

•

•

•

•

•

8. Kosten 31 8.6 De investeringen. 8.6.1 Taylor

De gebruikte correctie factoren z1Jn weergegeven in tabel 3, de waarden werden bepaald aan de hand van tabel 3.22 [8]. Voor de kolom Materials of Construct ion (M of C) werd een 1

inge-vuld als gebruik gemaakt werd van AISI 316 en een

°

in alle

andere gevallen de waarden voor de andere kolommen volgen eenvoudig uitdruk temperatuur en de grootte van de stromen. Voor de verwarmde teeropslagtank wordt een extra 1 ingevoerd in de kolom andere.

Tabel 3: Gebruikte factoren methode van Taylor.

stromen doorz M of reac- P-T anders totaal _~S·

,

/secties C tie voeding 3,3 1,0 1,0 0,0 0,0 5,3 4,02 N 2 -3,0 0,0 0,0 1,8 0,0 -1,2 0,73 recycle 3,3 1,0 0,0 2,2 0,0 6,5 5,50 produkt 0,0 1,0 2,0 0,0 1,0 4,0 2,86 voed 4,6 1,0 0,0 2,1 0,0 7,7 7,54 prep 4,6 1,0 0,0 3,0 0,0 8,6 9,55 reactie 4,6 1,0 0,0 3,0 0,0 8,6 9,55 sep1 4,6 1,0 0,0 2,2 0,0 7,8 7,74 dest 1,0 1,0 0,0 0,5 0,0 2,5 1,93 flash 4,2 1,0 0,0 0,0 0,0 5,2 3,91 53,32

C,

~ ~ Go- I ","el~.l

De

~~'__

P MP lIL , werd omdat deze index als zodanig niet meer voorkomt in EPE, als volgt berekend: op 1 juli 1988 heeft de nieuwe index de waarde 1,65 [11] en in juni 1978 1,22 [12],

de r aarÖe van Ci was in juni 1978 310 [12]. De waarde van Ci

in 1988 wordt als volgt berekend: (1,65/1,22)*310. De aanname die hierbij gemaakt is: de samenstelling van beide indices is

gelijk. Met 1E=hfl.3,62 komt de investering OP P 1,6 Mfl]

8.6.2 Wilson

De gemiddelde doorzet van een unit is 116,8 kton per jaar. Met behulp van formule 20 volgt nu voor de kosten van een Average

Unit E 55,302 De correctie factoren krijgen via grafische

bepaling de volgende waarden: 1,19 1,12 1,5 1,5 100 atm. 300 °C. AISI 316.

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

8. Kosten

Met een totaal aantal units van 19 komt de investering op hfl. 11,4 Mfl.(1971). Correctie met behulp van tabel 3.61 [8]

~}3: 0 7 ;1988: 1,65) geeft in t1988) een investering van

8.7 De totale investeringen

Middeling van de waarden gevonden met beide methodes leidt tot 29,3 Mfl. Tenslotte moet er nog gecorrigeerd worden voor de lokatie. De lokatiefactor voor U.K. t.o.v U.S.A. bedraagt: 1,03 en die voor N.L. t.o.v. U.S.A.: 1,10 (tab.3.68 [8]), er moet dus vermenigvuldigd worden met een factor 1,06. De inves-tering IF bedraagt dan [31,0 Mfl~ Het werkkapitaal IW bedraagt dan: 2, 0 Mf 1. l

tJ

&

8

\

k

~

7

(L(J.JV\..

J

~ h 0

c}l-

a.

.

....

8 • 8 De loonkosten. IV

'3

0. "I

(0

. • < -

... -'

Door ' 6 s tappen en een vullen wordt me.t_ b_ehuJ.p gevonden: hfl. ~58.796. 8.9 De inkomsten .

jaarproduktie van 11,68 kton in te van formule 22 voor de loonkosten

~> I·f' L. U J

0.8 -f.,.\...c

...

Lh

4.. I'

Jo.

""'(

rJ

,

f ""I

.

1. • t

cv-

",-u:.,I.,. tJ.. 0.. " t ~ ~. c: (' é' ~ V:. r ~ '" ' -\ '-~ J

f

u...lh ~

pI.-+, .... Of Jt'.

Met een jaarproduktie van 11,68 kton olie en 3,33 kton teer \ .

komen de totale inkomsten op 3,3 Mfl. per jaar.

c1

b •

.(,hf'

8.10 De Return on Investment.

De berekening van de ROl is samengevat in tabel 4. tabel 4: Berekening ROl voor belasting.

Investering, vast werkkapitaal totaal Inkomsten kosten Inkomsten -kosten afschrijving (10%)

inkomsten voor belasting

ROl voor belasting

31.018.736 2.326.405 33.345.141 3.298.179 5.027.625 (1.729.446) 3.101.874 (4.831.319) -15,58 % W 6 E,

~

Ç\

l . ..€ \--' (....t ~ \\l-.t ~

\

\, .... v()'

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

8. Kosten 33

Hieruit blijkt dat de inkomsten lager zijn dan de te maken

kosten. Als vervolgens de afschrijving van 10 % in rekening

gebracht wordt resulteert dit in een negatief resultaat, voor belasting, van 4,8 Mfl. Hetgeen een ROl, voor belasting, van -15,6 % inhoudt.

Het break-even point van de fabriek wordt bereikt bij een stookolieprijs van hfl. 719,= per ton, de prijs van de produk-ten bedraagt dan hfl. 607,= per ton olie en hfl. 312,= per ton teer.

Een ROl voor belasting van 10 % wordt bereikt bij een stook-olieprijs van hfl. 993,= per ton, de prijs van de produkten bedraagt dan hfl. 839,= per ton olie en hfl. 432.= per ton teer.

Het break-even point wordt tevens bereikt als voor de verwer-king van droog slib, zonder zaagsel, een prijs gerekend wordt van hfl. 118,= per ton. Voor een ROl voor belasting van 10 %

moet een verwerkingsprijs gerekend worden van hfl. 543,= per ton.

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

1_' _ 9. Symbolenlijst 9. SWlbolenlijst Symbool Eenheid a

o

f f f I B IH IW I L IF KA KF

Ko

Kp KI KL kp k L L N P P psat Pz Pp qi kton m m hfl hfl hfl hfl hfl hfl hfl hfl hfl hfl hfl hfl/ton m hfl Pa kton bar bar bar hoeveelheid/ton

mts

hfl/ton 34 Omschrijving

factor bij berekening van de

produktie afhankelijke kosten jaarproduktie (Wessel-relatie)

index uit Engineering

&

Process

Economics dikte

factor bij berekening van de

loon afhankelijke kosten diameter

de costliness index frictiefactor

factor bij berekening van de

investerings afhankelijke kos-ten

investering in proceseenheden

(battery limits)

investering in hulpapparatuur werkkapitaal

de kosten voor licenties fixed kapitaal

algemene kosten fabricage kosten overhead kosten

kosten afhankelijk van het pro-duktievolume

investeringskosten semi-variabele kosten kosten per ton

factor bij berekening loonkos-ten volgens Wessel

lengte loonsom

aantal proces stappen druk

capaciteit per jaar verzadigde dampspanning Zuigdruk

Persdruk

hoeveelheid i nodig per ton

produkt temperatuur

produkt van correctiefactoren snelheid in de reactor

kosten per ton grond- of hulp-stof i