De bereiding van acrylzuur uit propeen via een twee-staps oxidatie proces

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

Nr:

2649

Laboratorium voor Chemische Technologie

Verslag behorende

,

bij het fabrieksvoorontwerp van

.M:.P.: ...

!?~.r:.~!!.q.t.f?ç.ht

... __

...

_

...

f}.: ... y'?:~ .. ~f?X

..

_tl~U9!=n

onderwerp:

De bereiding van acr~uur uit propeen ... __ ... e_. __ . ___ •.•...•. ___ . ___ ... ___ . 0 _ _ _ • _ _ _ _ . -• • • --• - _ • • • - _ . _ _ . . . .

via een twee-staps oxidatie proces.

adres: Simonsstraat 82, Delft

Roland Holstlaan 44, Delft

opdrachtdatum : nov. 1985 verslagdatum : juni 1986

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

SAMENVATTING

In dit verslag wordt het fabrieksvoorontwerp voor de produktie van acryl zuur uit propeen besproken. Het proces bevat twee reactoren. In de eerste reactor, de propeen-oxidatie reaktor, wordt propeen in de gasfase katalitisch geoxideerd met zuurstof uit de lucht tot het tussen produkt acroleine. In de tweede reaktor, de acroleine-oxidatie reactor, wordt acroleine analoog aan de eerste oxidatie stap geoxideerd tot acryl zuur. De reaktieprodukten worden gekoeld in een quenchtoren. Hier worden acrylzuur en het bij produkt aZijnZUUr opgenomen in de waterstroom. De gasstroom uit de quenchtoren wordt verder gekoeld en het gecondenseerde acroleine wordt teruggevoerd naar de tweede reactor. De waterstroom wordt vervolgens geextraheerd met diisopropylether (dipe) om de lastige scheiding water, acrylzuur, aZijnZUUr te omzeilen. Twee destillatie torens zorgen voor de verdere opwerking. In de eerste destillatie wordt het dipe afgescheiden van het acrylzuur/azijnzuur mengsel. Het dipe wordt na verdere opwerking terug gevoerd naar de extractiekolom. In de tweede destillatie wordt het azijnzuur afgescheiden. Deze destillatiekolom heeft een bodem stroom acryl zuur (99.97 mol%) met een spoortje azijnzuur.

Voor de reaktoren is het model van een ideale buisreactor gebruikt. De berekeningen hiervoor zijn uitgevoerd op een personal computer. Bijna alle scheidingsstappen zijn berekend met het Process Flowsheeting Simulation Programm [15J. Alleen de RDC-kolom voor de vloeistof-vloeistof extractie is uitgerekend aan de hand van Zuiderweg [10J. De dimensies van de apparaten zijn aan de hand van deze berekeningen bepaald met Zuiderweg [10J en de Jong [12,13J. Voor de massa- en enthalpie-balans is gebruik gemaakt van de uitkomsten van Process.

In dit ontwerp is de stoom behoefte zo groot dat het bedrijven van het proces niet rendabel is. Voor de kosten beschouwing is er van uit gegaan dat als het hier beschreven proces met een ander/beter extractiemiddel wordt bedreven, de stoom behoefte zo ver daalt dat het proces wel rendabel is. Een andere mogelijkheid is dat de extractie factor van dipe in werkelijkheid hoger is, dan de voor dit ontwerp berekende waarde. Als het ontwerp toe kan met 1 miljoen ton stoom per jaar, voor een produktie van 32 duizend ton acrylzuur per jaar geeft dit de volgende kosten beschouwing. Een Pay out time van 5.0 jaar, een Return on investment van 5.3 % en een Internal rate of return van 6.5

%.

De totale investeringen worden op 55 miljoen dollar geschat.

,- --i I

I

·

•

I

I

I

I

l

a

I

!

I

e

•

•

I

.

i

•

•

CONCLUSIES EN AANBEVELINGEN

Het is technisch goed mogelijk om bij de gevonden kinetiek en de veronderstelde thermodynamica, acrylzuur uit propeen te produceren. In de propeen-oxidatie reactor is de conversie 92.3 gew

%

en de selektiviteit naar acroleine en acrylzuur 93.2 gew

%.

Bij de acroleine oxidatie reaktor is de acroleine conversie

79.5

gew

%

en de selektiviteit naar acrylzuur

73.3

gew % •

wordt een zeer geschikte lit [4J en [5J. De reactoren In beide reactoren

katalysator toegepast, worden onder optimale geproduceerde warmte in koelmedium opgeslagen) wordt in de rest van het proces.

condities bedreven. De de reactoren ( in het zoveel mogelijk gebruikt Op zich worden met de hier

scheidingstrein, quench, vloeistof extractor en de destillatie torens, resultaten bereikt:

de

ge brui kte vloeistof beoogde

- Isolatie van acrylzuur

(99.97

mol%) met een spoor azijnzuur •

- Afscheiding en terugvoeren naar de tweede reactor van

96

%

van het niet omgezette acroleine.

Het probleem in het ontwerp is dat de gevonden extractie factor (Process) van dipe voor acrylzuur klein is. Hierdoor is een geweldig grote hoeveelheid dipe nodig voor de extractie van acryl zuur uit de waterige stroom. Dit geeft enkele problemen:

- RDC kolom wordt erg groot.

- Veel dipe moet worden afgedestilleerd.

Dit betekent dat er veel stoom nodig is en dat de destillatie torens groot worden.

- Veel dipe moet worden opgewerkt. Dit betekent een hoog energie gebruik en hoge materiaal kosten.

- In de laatste destillatiekolom acryl-/azijnzuur schei-ding, is nog relatief veel dipe. Dit geeft veront-reinigd azijnzuur en verlies van dipe.

- Het is niet mogelijk om de twee destillatie torens te vervangen voor 1 destillatietoren. Dit zou wel mogelijk zijn als de hoeveelheid dipe die afgedestillerd moet worden veel kleiner is.

Een van de belangrijkste aspecten in het ontwerp is de veiligheid. Dit vooral in verband met het gevaar voor explosies. Het gebruik van lucht ( 80% inert), en het toevoegen aan de reactoren van stoom en lucht in 2 stappen, maken een veilig bedrijf van de reactoren wat dit betreft mogelijk.

•

:

.

I I I

I

.

•

•

•

•

•

•

•

•

•

Door de benodigde hoeveelheid dipe in de vloeistof-vloeistof extractie is het ontwerp niet winst gevend. De benodigde hoeveelheid stoom om het dipe af te scheiden is zo groot dat de kosten ontzettend hoog worden.

- Er moet na gegaan worden of de gevonden extractie-factor klopt.

- Er moet gezocht worden naar een beter extractie middel. Als het kan moet dit extractie middel een kookpunt hebben dat hoger is dan de kooktemperatuur van acryl zuur •

Verdere aanbevelingen.

Bij de reactor berekeningen is uitgegaan van een constante dichtheid in het reactie gas. Een verfijning zou aangebracht kunnen worden door de dichtheid bij elke Runge-kutta stap opnieuw te berekenen. De reactiesnelheids constanten die bij deze kinetiek gebruikt zlJn. zijn steeds berekend bij de ingangs temperatuur. Ook hier kan het systeem verfijnd worden door bij elke Runge-Kutta stap (dus bij elke nieuwe temperatuur) de reactiesnelheids constanten opnieuw te berekenen. Dit geldt ook voor de enthalpie verandering van een reactie. Deze is ook bepaald bij een gemiddelde reactor temperatuur.

De drukverandering over het katalysator bed kan bij uitbreiding van dit ontwerp worden meegenomen. Het doet ook vreemd aan dat de voeding van ene de destillatie kolom onderkoeld binnenkomt en de andere niet. Dit geeft voor de eerste kolom een erg hoge vloeistof belasting. Het is beter om de voeding Vöor

te verwarmen tegen een processtroom. Er is niet gekeken naar afval stromen en naar de opwerking van het extractie middel. omdat dit wegens tijd gebrek. buiten het ontwerp viel. In het ontwerp is een pomp weg gevallen tussen toren 17 en toren 23. die de bodem stroom uit T 17 oppompt naar T 23.

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

INHOUDSOPGAVE. Samenvatting Conclusies en aanbevelingen Inhoudsopga ve Inleiding 1. Ontwerpgegevens

1.1 Uitgangspunten voor het ontwerp 1.2 Fysische constanten

1.3 Veil ighei d 1.4 Explosiegrenzen

2. Beschrijving van het proces

3. Proces condities en motivatie van de keuze van de apparatuur

3.1 De reactoren 3.2 De quenchtoren

3.3

De vloeistof-vloeistof extractiekolom 3.4 De destillatietorens 3.5 De blowers en de compressor 3.6 De pompen

3.7

De warmtewisselaars

3.8

De gas-vloeistof scheiders 4. Massa- en enthalpiebalans 5. Apparatenlijst 6. Kostenoverzicht Symbolenoverzicht Literatuurlijst Bijlage 1 De reactoren. Bijlage 2 De vloeistof-vloeistof extractie. Bijlage 3 Bijlage 4 De destillatie torens. Berekening van de explosie

blz 2

3

5 6 8 8 9 10 11 13 16 16 20 20 21 22 23 24 25 26 33 43 44

47

lJ9 ·56 58 grenzen. 59 Bijl age 5 Bijlage 6 Economische beschouwing. 63

Nadere beschouwing van de destillatie torens bij

verbe-tering van de extractie factor. 71

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

INLEIDING

Acrylzuur (2 - propeenzuur) is voor het eerst bereid in 1847 door lucht oxidatie van acroleine. Acrylzuur wordt vrijwel uitsluitend gebruikt voor de omzetting naar acrylaten. Acrylaten worden sinds 1927 commercieel geproduceerd. Er zijn verschillende bereidingswijzen bekend die leiden tot acrylzuur.

co ,

H20 Acethyleen (C2H2) ---~) Acrylzuur Ni (Reppe) Formaldehyde (CH20)---~'Acrylzuur

co ,

H2 Ethyleen (C2H4) ---4)Propionzuur - H2 Propionzuur (C3H602) ---~~Acrylzuur CO , 02 Ethyleen (C2H4) ---~~Acrylzuur PD 02 Propeen (C3H6) ---+) A cr ol ei n e 02 Acroleine (C3H40) ---~)Acrylzuur Opdracht voor dit fabrieksvoorontwerp was om uitgaande van propeen via twee- staps oxidatie acrylzuur te maken. Behalve een twee-staps oxidatie is er ook een een-staps oxidatie van propeen naar acrylzuur bekend.

Een bepaalde synthese route is alleen commercieel attractief als de grond stof kosten laag zijn, de fabrieks investerings- en operatiekosten niet te hoog zijn en de hoeveelheid afvalstoffen minimaal is. De verwachting is dat de aardgas prijs in de komende jaren wat gaat stijgen omdat de voorraden afnemen. Acethyleen zal schaars worden (stijging van de prijs) , ondanks nieuwe technologieen gebaseerd op steenkool. Acrylaat bereiding via acethyleen routes zal dus steeds minder economisch verantwoord zijn. Ethyleen kosten hangen af van de prijs van ruwe olie en zullen waarschijnlijk nog stijgen maar niet te veel. Propeen

î

kan worden beschouwd als een bfjprodukt van volumes geproduceerd etheen uit aardolie fracties. de grote Nieuwe etheen faciliteiten, gebaseerd op nafta of andere zware voedingen, verzekeren een grote aanvoer

:'1 .-.'

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

van bijproducten inclusief propeen. De propeen

behoefte voor de acrylaatproductie is klein vergeleken

met andere chemische producten

(polypropeen,acrylonitril propyleen~oxide,

isopropanol en cumenen voor aceton en fenol). De

verwachting is dus dat de prijs van propeen zal

stijgen, maar deze stijging zal minder hard gaan dan

die van andere grondstoffen.

De grote beschikbaarheid en de gunstige

prijsindicaties maken propeen een voor de hand liggende

grondstof voor acrylzuur productie. De twee-staps

route van propeen naar acryl zuur geeft een hogere

selectiviteit, door optimalisatie van de katalysator

en reactorcondities, dan de een-staps route. Dit meer

efficiente gebruik van grondstoffen heeft geleid tot

twee oxidatie stappen in alle commerciele processen.

De twee-staps synthese verloopt via acroleine. Dit

ontstaat via gasfase oxidatie van propeen in de eerste

reactor. Vervolgens wordt acroleine geoxideerd tot

acrylzuur. Deze reacties verlopen bij hoge temperatuur

en met hoge conversie en selectiviteit. Van groot

belang in deze beide reactie stappen zijn de

katalysatoren. Octrooien hierover zijn dan ook in

ruime mate voorhanden. Bovenstaande gegevens zijn

afkomstig van Kirk-Othmer [lJ.

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

Hoofdstuk 1: ONTWERPGEGEVENS.

1.1 Uitgangspunten voor het ontwerp.

Het meest economische proces voor de bereiding van

acrylaten is gebaseerd op 2 - staps gasfase oxidatie

van propeen naar acrylzuur. Processen gebaseerd op

acetyleen, het hoge druk Reppe-proces (BASF), het

gemodificeerde Reppe-proces (Rohm en Haas), of op

acrylonitril worden nog steeds gebruikt voor de

productie van acryl zuur en esters. Een keton

(propiolaceton ) en een ethyleen cyanohydrin proces

waren vroeger van commercieel belang. Deze worden

tegenwoordig niet langer toegepast.

De productie capaciteit voor acrylzuur uit propeen

via 2-staps oxidatie was in 1981 meer dan 500000 ton

per jaar, en is geconcentreerd in de V.S. , Europa en

Japan. De consumptie van acrylaten groeit met 10 - 20

%

per jaar en ook voor de komende jaren is een groei te

verwachten. In de onder staande tabel staan de

capaciteiten van enkele fabrieken voor de productie van acrylzuur via 2-staps gasfase oxidatie van propeen.

Tabel 1 • 1 : Weergave van de productie capaciteit van

enkele fabrieken met betrekking tot de productie van acrylzuur in ton/jaar.

Nippon Shokobai's plant Japan 60000

PCUIC France 50000

Rohm en Haas Engeland 45000

Union Carbide ~A 90000

Als uitgangspunt voor dit ontwerp is gekozen voor een

fabriek met een capaciteit van 30000 ton per jaar, op

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

1.2: Fysische constanten.

De gebruikte fysische constanten ZlJn afkomstig uit de bibliotheek van het Process Flowsheet Simulation Programm.

M n.b.p.

₈

Tk Pk Hform.

g/mol C kg/m3 C atm kJ/mol

dipe 102. 18 68.5 730.5 226.9 28.4 -325.64 C02 44.01 -78.5 825.3 31.0 72.8 -393.49 CO 28.01 -191 .5 799.1 ";140.2 34.5 -110.53 Pro 42.08 -47.7 520.9 91.8 45.6 23.48 Aco 56.07 52.7 843.1 237.0 51.6 -74.48 Azijn 60.05 117.9 1051.2 321.3 56.9 -432.24 Acryl 72 .06 1 41 .0 1054.6 342.0 56.0 -314.70 water 18.02 100.0 997 .5 374.2 218.3 -228.80 N2 28.01 -195.8 806.5 -146.9 33.5 n.v.t. 02 32.00 -183.0 1125.2 -118.4 50.1 n.v.t.

Hierin is: M :> molmassa

n.b.p g normale kookpunt (bij 1 atm)

~ .. dichtheid

Tk '" de kritische temperatuur Pk .. de kritische druk

Hform. '" de vormingsenthalpie bij 298K dipe .. diisopropylether Pro propeen Aco '" acroleine Azijn .. azijnzuur Acryl :> acrylzuur C02 '" kooldioxide CO '" koolmonoxide N2 .. stikstof 02

..

zuurstof

•

•

I

·

•

•

•

I

•

•

I

.

•

•

1.3: Veiligheid.

Om de veiligheid bij het gebruik van acrylzuur, en dus bij het proces waarin acrylzuur geproduceerd wordt, te garanderen moeten er enige maatregelen genomen worden. Bij de opslag van acryl zuur moet er zorg voor gedragen worden dat de stof zich in de vloeibare fase bevindt. De temperatuur moet laag blijven(20 C). Dit om te zorgen dat onderlinge reacties niet kunnen optreden (bv. de vorming van peroxiden of polymeren).

Om polymerisatie tegen te gaan moet een inhibitor worden toegevoegd. Vandaar ook de vereiste vloeibare fase zodat homogene menging met een inhibitor goed mogelijk is. Een inhibitor kan bijvoorbeeld het monomethylether van hydrochinon zijn.

Acrylzuur is erg corrosief wat de nodige eisen stelt aan de apparatuur waarin het geproduceerd of opgeslagen wordt. Materialen die bestendig zijn tegen acrylzuur Zljn glas, aluminium, roestvrij staal en polyethyleen beklede stoffer..

Acrylzuur is toxisch bij het inademen. Huid en ogen kunnen sterk geirriteerà worden. Speciale aandacht moet dus besteed worden aan de veiligheids voorschriften, zoals speciale handschoenen, schoenen en kleding.

Acrylzuur is een explosieve stof. Ook het tussenproduct acroleine en de gevormde bijproducten koolmonoxide en aZljnZUUr zijn explosief. In de volgende paragraaf wordt aangegeven hoe de explosie grenzen van een mengsel m.b.v. de wet van Chatelier kunnen worden bepaald. Als een mengsel zich binnen de explosie grenzen bevindt moet er speciale aandacht aan worden geschonken dat er geen ontstekingsbron in de

f apparatuur is. Ook moet het niet mogelijk Zljn dat

l

zich in de apparatuur statische electrici tei tophoopt,

l Ofwel de apparatuur moet goed geaard zijn.

I

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

i ~ I _~~ 1.4: Explosiegrenzen.

Er is een moeilijkheid bij de vergelijking van de explosiegrenzen van een stof gemeten door verschillende auteurs. Er is geen genormaliseerde methode om de explosiegrenzen van een stof te bepalen. Dit heeft tot gevolg dat er aanzienlijke verschillen tussen de gemeten waarden kunnen ontstaan.

De ondergrens van een explosie wordt bepaald door de concentratie van het brandbare gas onafhankelijk van de zuurstof-concentratie. De bovengrens is juist vice-versa. In principe moet geprobeerd worden om bij een zo laag mogelijke druk te werken, want drukverhoging heeft tot gevolg dat de explosie grenzen verder uit elkaar gaan liggen.

Er zijn een aantal methoden om de explosie grenzen te berekenen. Deze methoden zijn vrijwel alleen geschikt om de explosie grenzen van een enkele stof in lucht te bepalen. De explosie grenzen van een mengsel moeten bepaald worden m.b.v. de wet van Chatelier. Deze wordt in literatuur [2 ] gedefineerd als :

100

(1 - 1)

Em (. _Ei

hierin is Ki het volume percentage van component i (exclusief 02) in het mengsel

Ei is de onderste/bovenste explo-siegrens van component i

Em is de onderste/bovenste explo-siegrens van het mengsel

In bijlage 4 worden de explosie grenzen van het reactie mengsel voor de beide reactoren berekend.

•

@

•

•

I

WCH'0 .. :--

-::fr--'fJ:

' . J r

I

-I

e---

lll~';-III\ Zou, Zout

~~

@8

R 2 PAOPEE""E~CTOR I

-0

D-J H 3 WARMTEWISSELAAR 2x C • 8LOWER c

~

BLONER H ~ WARMTEWiSSELAAR R 15 ACROLEINERCACTOR C 7 COMPRESSOR T aUENCHKOLOM(WATER)

•

•

-, I Wate-r

l

ZOU, ~I"iln,nlr-Irrl 11"11 +-1 ;.=;-~ ,11 I H g KOELER VlO GAS-VLOEISTOFSCHEIOER P 11 RECYCLEPOMP H '2 W~RMTEWISSEL~~R 2x H 13 W~RMTEWISSEL~~R P '" POMP T ,~ R.O.C. KOLOM(EX TqACTIE) P '6 POMP

•

Acroleinerecycle KoeIwat~ T '7 DfPEOESTILLATiEKOLÖM P 18 REFLUXPOMP H 19 RE80lLER H 20 WARMTEWISSELAAR H 21 CONDENSOR V 22 GAS_VlOEISTOF'SCHEIDER T 23 DESTILLA TIEKOLOM P 24 REFlUXPOMP -,

•

DIPE v_n opwer1c.1ng 24 20

I~

I H 26 CONDENSOR

•

Koelwtlter

•

•

DIPt. naar Opwe"t"ldng

t

"

~

Koelwatl'f'" T23~

•

.... ijnzUUf' I P18 _ J L _ _ _ _ L _ _ P24 _ ~ Zout

l

~ZI,IUR

DE BEREIDING VAN ACRYLZUUR UIT PROPEEN

rffi

REBOiLER

V 27 GAS-VLOEI STOFSCHE: DER

MP. 8erendrecht

A.v.d. HelJden

F V.O. Ne 26. g

M.I ,gIM!

OStl"'Oomnr,

D

Temp. in ·C

0

Eft d"yk in .e.m.

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

Hoofdstuk 2: BESCHRIJVING VAN HET PROCES.

De synthese van acrylzuur uit propeen verloopt via

het tussenprodukt acroleine. Het proces bevat 2

buisreactoren (zie figuur 2.1 het flowsheet van het

proces). In de eerste reactor vindt de katalytische

gas-fase oxidatie van propeen plaats met zuurstof uit

lucht. Hierbij wordt voornamelijk acroleine gevormd,

met als bijproduct acrylzuur. In de tweede reactor

wordt acroleine m.b.v. een katalysator in de gas-fase

geoxideerd tot acrylzuur. Ook deze oxidatie vindt

plaats met zuurstof ui t de lucht.. De reactoren worden

uitgevoerd als gepakt bed van de katalysator.

De eerste reactor wordt bedreven bij een druk van 1

atm. en een temperatuur van 325 - 339 C (lit.[3]).

Van de ingaande propeenstroom wordt 81,6 mol

%

in

acroleine en 11,6 mol % in acrylzuur omgezet.

Onmiddellijk na het verlaten van de eerste reactor

wordt het reactiemengsel, met een temperatuur van 339

C, gekoeld tot 214 C (lit.[4]). Dit koelen gebeurt

door toevoeging aan het reactiemengsel van lucht, stoom

en een recycle stroom. De recycle stroom bevat

voornamelijk acroleine en water. Deze afkoeling,

direkt na de eerste reactor, is noodzakelijk om

naverbranding (spontane oxidatie) van het acroleine te

voorkomen (lit.[5]). De toegevoegde lucht, stoom en recycle stroom zorgen dus voor een snelle afkoeling na de eerste reactor, en voeren de benodigde zuurstof voor

de reactie in de tweede reactor toe. Tevens wordt de

eerste reactor veiliger bedreven door het toevoegen van zuurstof in twee gedeelten (minder explosie gevaar).

Vlak voordat het reactiemengsel de tweede reactor

ingeleid wordt, wordt dit mengsel opgewarmd tot 260 C.

De tweede reactor wordt bedreven bij 1 atm en een

temperatuur van 260 293 C (1i t. [3]) . De

selectiviteit naar acrylzuur is dan 73,3

%,

bij een

totale conversie van acroleine van 79,5

%.

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

Het reactie mengsel uit de tweede reactor wordt met een temperatuur van 290 C en een druk van 1,2 atm in een quench kolom gebracht. De quench toren is een gepakte kolom waar het reactie mengsel in tegenstroom

gewassen wordt met water. De quench toren wordt

uitgevoerd met 2 pumparounds. Een gedeelte van de gekoelde productstroom uit de bodem van de quench toren wordt opgepompt naar de top van de quench toren en opnieuw de toren in geleid. Deze pump-arounds zijn aangebracht om de hoeveelheid toegevoerd water te beperken, en zo een meer geconcentreerde productstroom te krijgen (lit.[6]). Het voordeel van de quench tore~~ is dat het reactiemengsel snel gekoeld wordt, zonder dat er een dure warmtewisselaar aan te pas hoeft te komen. Snelle koeling voorkomt polymerisatie van acrylzuur. Aan het water dat in de quench toren toegevoegd wordt, is een kleine hoeveelheid inhibitor toegevoegd, waardoor polymerisatie afgeremd wordt.

De gasstroom uit de quenchtoren, voornamelijk

stikstof, wordt met koelwater gekoeld zodat het grootste gedeelte van de acroleine uit deze gasstroom

condenseert en gerecycled kan worden. De niet

gecondenseerde componenten worden gespuid.

De waterfase uit de quench toren wordt nu in een

extractiekolom in tegenstroom gebracht met

diisopropylether (zoals beschreven in literatuur

[1]).

Dit gebeurt omdat de scheiding van acrylzuur van de

waterige stroom nogal m~eil~k is. De relatieve

vluchtigheden van ----wa.-ter~ azijnzuur -en acrylzuur verhinderen simpele destillatie ( literatuur

[1]).

De extractiekolom wordt bedreven bij 20 C en 1,2 atm. Er wordt een lichte overdruk van het systeem gehandhaafd om in lekken van lucht te voorkomen. Acrylzuur en azijnzuur gaan voor 99,5

%

naar de organische fase.

Hierop volgt de destillatie van het systeem

dipe(diisopropylether) acrylzuur en azijnzuuur.

Hierbij gaat het dipe Dver de top. Dit dipe bevat nog

wat aZ1Jnzuur en water en moet nog opgewerkt (verder

gezuiverd) worden voordat het teruggevoerd kan worden naar de extractiekolom. Bij deze destillatie komt het nadeel van dipe als extractiemiddel naar voren. Daar dit oplosmiddel een lager kookpunt heeft dan acrylzuur wordt het over de top afgedestilleerd. De energie

behoefte van deze destillatie is dus erg groot. Dat toch dipe als extractiemiddel wordt gebruikt komt door een voorbeeld in patent EP 2382,1914, (literatuur [7]), waar het als zeer geschikt wordt genoemd.

•

•

•

•

•

I

.

I

•

•

•

•

•

•

De bodemstroom uit de eerste destillatie kolom, acrylzuur, azijnzuur en een restje dipe wordt opgewarmd tot 140 C en een tweede destillatiekolom ingevoerd. In deze destillatiekolom wordt het acryl zuur gescheiden van het azijnzuur en het dipe. De topstroom bestàat uit azijnzuur en dipe. De bodemstroom is acrylzuur (99,97 gew %) en een spoortje azijnzuur. Van de gevormde hoeveelheid acrylzuur die uit de tweede)

reactor komt, gaat

3,6

gew

%

tijdens de zuivering verloren.

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

Hoofdstuk 3:PROCES CONDITIES EN MOTIVATIE VAN DE KEUZE VAN DE APPARATUUR.

3.1 De reactoren

/f<>·w· ...

~

De reactoren in het ontwerp zijn buisreactoren.

Voor deze reactoren is gekozen omdat beide

reactiestappen exotherme reacties zijn. Om de reaktie

warmte goed te kunnen afvoeren is een groot

warmtewisselend oppervlak nodig. Dit wordt met buisreactoren verkregen. Beide reaktoren worden gekoeld met een zoutmengsel. Dit zoutmengsel,Hitec,heeft de volgende samenstelling: 53% KN03,40% NaN02, 7% NaN03 (gew

%) .

.

Als koelmiddel is Hitec genomen vanwege de toepasbaarheid in een groot temperatuur gebied (200-400 C), de grote warmte capaciteit en de hoge warmte overdrachtcoefficient van het zout mengsel, de relatief lage kosten, en de lage drukval, lito [lJ. Om de buisreactoren door te rekenen is gebruik gemaakt van kinetiek gegevens uit de literatuur [8J en [9J.

Allereerst de kinetiek voor de propeenoxidatie [8J. In de patenten is gevonden dat de reacties worden gekatalyseerd door een multicomponent katalysator. In de eerste reactor moeten de hoofdcomponenten van de

katalysator een bismut-molybdeenoxide zijn. De

kinetiek metingen die gebruikt zijn, zijn ook gemeten op een bismut-molybdeenoxide katalysator. Er wordt uitgegaan van het volgende schema:

Propeen CH2 = CH -CH3

Acroleine _{CH2 = CH -CH=O}

Acrylzuur CH2 = CH _C/₌₀ OH

Azijnzuur CH3 - C/OH

•

•

•

•

•

•

I

•

•

•

•

In dit schema wordt Wi gedefineerd als de snelheid van

" BIJ

d

~

_

~~~~

tie

i. Als de reactie uitgevoerd wordt in een

1.0-

~

o

"

y~

t

-~'

W'à

"ter-d-a

Rlfj

. dan worden de kinetiek

r

tl7

S~ vergel1J kingen :

Wacro ~ W1 ~ K1*Cpr*(1 + K2*Cacro)/(1 + K3*Cacro) Waca ~ W2 + W5 ~ K4*Cpr + K5*Cacro

Wacra ~ W3 ~ K6*Cacro Wco,co2 ~ W7 + W4 + w6

~ K7*Caca + K8*Cacro + K9*Cacra

l

(3-1)

(3 - 2)

<3 -

3)

(3 - 4)

Hierin is: Wacro de snelheid van de vorming van acroleine in mol/m2.sec

Wac~an azijnzuur Wacra : idem van acrylzuur

Wco,co2 : idem van koolmono- en dioxide

De reactiesnelheidsconstanten Ki zijn gedefineerd als

Ki ~ KO*exp( - Ea/R*T)

met KO als de preexponentiele factor Ea de activeringsenergie in KJ/mol R de gasconstante in J/mol/K

T de absolute temperatuur in K

(3 - 5)

Voor de verschillende reactiesnelheidsconstanten zijn de preexponentiele factor en de activeringsenergie weergegeven in tabel 3.1.

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

Tabel 3.1 : De preexponentiele factor en de acti verings energie van de eerste reactie.

i Koi _Q Eai (-)

t~~

'

(KJ/mol) 1 1l.11111 E-ll O/m2sec) 29,3 2 2.217 E 8 (i/mol) II 6, 1 3 7.757 E II O/moU 20,9 4 1 .102 E-3 O/m2sec) 44,0 5 4.263 E-4 O/m2sec) 41 ,9 6 2.004 E-3 O/m2sec) 40,2 7 1l.060 E 2 (l/m2sec) 91 ,3 8 2.91111 E-l (l/m2sec) 71,2 9 1.090 E 1 O/m2sec) 83,8

Voor de tweede reactor is gebruik gemaakt van literatuur [9J. De katalysator bij deze reactiestap moet o.a. vanadium - molybdeenoxide bevatten. Het reactieschema was hier:

----:~--->acrylzuur---::---l

acroleine W3 CO + C02 + H20

----~?--->azijnzuur---~2---1

'

.

I

;

I

.

•

;

r

I

··

•

•

De bijbehorende reactievergelijkingen zijn:

W1 '" ( K1*Cacro ) 1 ( 1 + K6*Cacra ) (3 - 6) W2 ... ( K2*Cacro ) 1 ( 1 + K6*Cacra ) (3 - 7)

I

l

W3 '" ( _K3*Cacra )/(1 + K6*Cacra ) (3 - 8) (1

~

W4 .. ( _{K4*Cacra*Co2 )/( 1·} + K6*Cacra ) (3 - 9) pJ.J~' W5 '" ( K5*Caca*Co2 )/(1. K6*CaGra .) (3 -10) De preexponentiele factoren en de zijn weergegeven in tabel 3.2.

activeringsenergieen \

')

Tabel 3.2: Preexponentiele factor en de activerings-energie van de tweede reactor.

i Koi Eai (-) (KJ/mol) 1 0.69 E 6 (sec )-1 57 2 0.24 E11 (sec)-l _ l 7 113 ::: Ç<...:. 3 1,935 (sec)-l ~ 22,7 4 0.156 E 8 (cm3/cm .sec) 65 5 0,91 E10 (cm3/cm3.sec) 91 6 0,33 E10 (cm3/cm3) 74.2

Voor de berekeningen van beide reactoren wordt het

model van een ideale buisreactor gebruikt. Deze is

uitgewerkt in bijlage 1.

\

~~.

J

•

•

•

•

'

•.

•

•

•

•

3.2 De quenchtoren.

De quenchtoren is uitgevoerd als een gepakte kolom.

Deze kolom is berekend met het Process Simulation

Programm. De produktstroom uit de tweede reactor wordt

in tegenstroom met een waterstroom in kontakt gebracht.

Het acrylzuur gaat naar de waterfase en verlaat, in de

vloeistoffase, de kolom via de bodem. De topstroom

wordt door een gas - vloeistofscheider geleid om het

grootste deel van het niet omgezet acroleine als

recycle stroom terug te winnen. De dimensies van de

quenchtoren zIJn ook door het Process Simulation

Programm bepaald.

3.3 De vloeistof - vloeistof extractiekolom.

De extractiekolom is voor het grootste deel volgens

de methode van Zuiderweg [10J ontworpen. Er is alleen

een flash berekening met het Process Simulation

Programm gemaakt. Hieruit was het mogelijk om de

extractiefactor te bepalen. Op basis van deze

extractiefactor en de invoerstromen was m.b.v.

verhoudingen en de gewenste extractiefactor de toevoer hoeveelheid van het dipe te bepalen.

De kolom is ontworpen als een Rotating Disc

Contactor (zie figuur 3.1). M.b.v. de ontwerp methode

van Zuiderweg[lOJ zIJn de dimensies van de kolom

bepaald. Omdat de snelheden in een vloeistofkolom vrij

laag zIJn is het drukverlies over de kolom

verwaarloosd.

•

•

•

•

•

•

•

•

I

•

3.4 De destillatietorens.

Om uit de stroom van voornamelijk dipe het acrylzuur te halen is gekozen voor destillatie. In principe is het mogelijk om het mengsel met een destillatietoren te scheiden. Het probleem is dat de toren dan bijna 100 schotels nodig heeft. Daarmee wordt de toren zo hoog dat deze technisch moeilijk uitvoerbaar is. Gekozen is daarom voor 2 destillatietorens. De specificatie voor de eerste kolom was dat minimaal

99%

van het dipe moest

worden afgescheiden. De specificatie voor de tweede

kolom was dat het resterende azijnzuur en dipe van het acryl zuur werden verwijderd.

De beide destillatiekolommen zijn als volgt

ontworpen. Allereerst is er een schatting gemaakt van de kolom met behulp van het Process Short-cut Programma De gegevens die hieruit kwamen werden gebruikt voor het Process Rigourous Distillation Simulation Programma Om

de geeiste specificatie te halen maakt dit laatste

programma vooral gebruik van de verandering van de

warmtestromen van de reboiler en de condensor. Bij het

programma werd tevens de opdracht gegeven om de

diameter van de kolom te specificeren. De eerste kolom

is verVOlgens nauwkeuriger ontworpen volgens de

destillatietoren ontwerpmethode van Zuiderweg[10].

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

~.

•

3.5

De blowers en de compressor.

De blowers worden in dit ontwerp gebruikt om lucht bij lage drukken voort te pompen. Er zijn twee belangrijke soorten blowers; het centrifugaal type en het axiale flow type. Beide typen worden gebruikt voor het ventilatiewerk. voor het verplaatsen van grote volumes lucht. Gekozen is hier voor een centrifugaal fan. Deze heeft een operatie efficiency tussen de 40 en 70%. Delucht-paardekracht. ofwel de paardekracht die nodig is om die hoeveelheid lucht theoretisch te verplaatsen wordt gedefineerd als (perry[11J):

N ~ 144* Ql *( Puit - Pin)/33000 (3 -11)

Hierin is N het vermogen in paardekracht Ql het volume in cu.ft per minuut

Pin.Puit in- en uitgaande druk in lb/sq.in Het praktische vermogen in paardekracht wordt dan:

Np N I efficiency (3 -12)

Hier is gekozen voor een efficiency van

55%

en een drukverschil over de blower van 0.1 atm. De exacte hoogte is hier moeilijk te bepalen omdat de werkelijke lengte van de leidingen in dit stadium onbekend zijn.

In het ontworpen proces komt een compressor voor. Het vermogen van de compressor is berekend met het Process Simulation Programm. M.b.v. dit programma is een aftercooler achter de compressor gekoppeld. Dit om de temperatuurstijging t.g.v. de compressie weer te niet te doen. Een te hoge temperatuur in die stroom kan tot gevolg hebben dat het gevormde acryl zuur gaat polymeriseren of dat er verbranding gaat optreden.

.,

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

3.6

De pompen.

De pompen die gebruikt zijn voor het ontwerp zijn centrifugaal pompen. De voordelen van deze pompen zijn, Perry[llJ, lage aanschafkosten, een uniforme niet pulserende flow, een klein grond oppervlak, goedkoop in onderhoud, vrij weinig geluid tijdens het in gebruik zijn en de mogelijkheid om de pompen aan te drijven m.b.v. een motor of een turbine. De leidingsverliezen zijn voor alle pompen op 0,1 atm gesteld omdat de lengten van de leidingen onbekend zijn. Om de

opvoerhoogte te bepalen is een schematische

voorstelling van het ontwerp gemaakt (zie figuur 3.2). De pompen zlJn op de vloer gezet, de pijpenbrug op 3 meter, de constructie voor de torens is gesteld op 2 meter. Drukverliezen over vaten en warmtewisselaars zijn verwaarloosd. Het vermogen van een pomp wordt berekend met :

N _Q

*

't

*

_{H /270}

met: Q is flow in (m3/hr)

o

is soortelijke massa (kg/dm3)

H is opvoerhoogte in m

N is het vermogen in paardekracht

(3 -13)

Voor de efficiency van de pompen is 75% genomen. Het practische vermogen M in KW wordt dan:

M N

*

0,74571 0,75 (3 -14)

•

•

;

.

,

,

I I

i

I I

I

i

.

•

•

•

•

•

•

L De warmtewisselaars.

In het proces komen 2 soorten warmtewisselaars voor:

~

1) De in processtromen staande warmtewisselaars. Deze zijn meestal zonder fase overgang van de processtromen •

2) De aan de destillatietorens gekoppelde reboilers en condensors.

Bij de onder 1) gedefinieerde warmtewisselaars volgt het vermogen uit het verschil van de enthalpie van de in- en uitgaande stroom. In literatuur[12] wordt een methode gegeven om de warmteoverdrachtscoefficient, het warmtewisselend oppervlak en het logaritmisch temperatuur verschil te bepalen. Bij de onder 2) gedefineerde warmtewisselaars volgt het vermogen van de reboilers en de condensors uit de berekeningen van het Process Rigourous Distillation Simulation PrQgramm. Met dit vermogen worden eveneens via een methode uit

[12J alle gegevens van de warmtewisselaar berekend. Het warmte wisselend oppervlak wordt hier alleen met 20% vergroot omdat een warmtewisselaar met faseovergang in en uitstroom effecten heeft. Daardoor werkt die minder efficient. Voor de tegenstromen van de warmtewisselaars is zoveel mogelijk gebruik gemaakt van het warme zout of koelwater en indien nodig stoom.

I

:

e

•

•

•

•

!

•

•

•

•

3.8 De gas-vloeistof scheiders.

In het ontwerp bevinden zich gas-vloeistof

scheiders. Gekozen is voor een horizontale knock-out

drum, zie literatuur [13]. Een voordeel daarvan is dat

de stromingsrichtingen van gas en vloeistof loodrecht

op elkaar staan. Dit bevoordeelt het

scheidingsvermogen. Een voorbeeld van zo'n horizontale

knock-out drum is gegeven in figuur 3.3. Uit [9] volgt dat de onderstaande empirische ontwerpregel geldt:

Qs/(1/8*1r* D A2)",Vg<" 0,1*A@AO,5/ (.:>~

*

L AO,561 6,1

(3 - 15)

hierin is Qs flow in m3/sec

D diameter in m

Vg snelheid van het gas in mis

A€>

dichtheidsverschil tussen gas en vloei

-stof -in kg/m3

~g dichtheid van het gas in kg/m3

L lengte in m

Naast deze formule geldt een formule

dimensies. Deze is voornamelijk

economische overwegingen. Druk (bar)

o -

20 LID 3 voor de gabaseerd vat op

Hiermee zijn de lengte en de diameter van de knock-out

•

•

•

:

.

•

I

•

•

•

•

•

Hoofdstuk 4 MASSA- EN ENTHALPIEBALANS.

De massabalans is berekend aan de hand van de gegevens uit de reactor berekeningen, de Process simulatie en de berekening van de vloeistof- vloeistof extractie.

De warmtebalans is overgenomen uit de gegevens van het Process Simulation programm. Die stromen die niet berekend zijn met Process, zoals de reactor stromen, zijn apart ingevoerd

Om

de enthalpie van de stroom te berekenen.

Het referentie punt van Process is 25 C en atm. Toch is het mogelijk dat de enthalpie van een stroom bij die temperatuur en druk een negatieve waarde heeft. Dit komt omdat het Process Simulation programm ook rekening houdt met de meng-enthalpie van het systeem.

•

r - · - -

·

·

·

·

·

·---

-

-

-

--

-

_---

-!

IN

Voor-

Massa -en

Retour

waarts

UI

T

Warmtebalans

M

Q

M

M

_M

_Q

•

Q

Q

.

-•

zout

...

zout _.... WORK = 2807 3 H 3 1,0177 436,8 0,5465 1763,4 4 '-"L _,

i

"

'l 7,1652 -1163,1 -8,7294 7

•

3844 1 zout zout "-245,0 112749

,

R2

,

245,0 118864 reactie-warmte _....

-

9391 ,.

•

8,7048

'r

1 20 , 1 6

•

_{1 ,9743 -315,5} 1 .... 2 0,5395 --... l.f.! 4 4 , 4

,

1 8 "-0,5625 1 03, 1

•

11,7811 8 8352,1

•

H5

•

zout zout '" ... ,. WOBK = 6g8 7

•

11,7811 9050,8 9 zout R6 zout -'- ... .:1..2 ... 5 26013 _. , 72,5 30311

•

reactie-warmt~ ...

-

2364,6 ,

J

10 11 7810

®

1J174

,

I

I

·

I

I

'

.

i

.

I

I

•

•

•

•

•

•

•

•

WORK= 698,5 18,6497 -2058,6 3 8074 -309 2 17,7679 -1443,1 254,0823 10575,8 11,781 7117 4 11,7810 708210 12 . 15 _..,

,.

16 / _7,9801 -217,2 44,0261 14 3488,3

,.

water / 44,0261 -J?'(l ,4 water 22,4506 -3803 5 21 .... 256,5271 9126,1 10 \V

1"""""'--.

C7 Duty afte cooler= 733,8

...

-". 11 T8

r-. , ~,13

VlO

Duty= 798,5 17 7,4174 -1118,8 ' 18

'"

, 0,5625 1 03,1 H13 Duty= 7059,0 water _.... -~ 19 ~ 15 "-r _{3,8074 -309,2} 16

_,

17,767g -1443,1

,

water

_,

H12 - r Duty= 1984,4

...

~ 20 Ir r-""-T15 .. 23 _... / 20,0058 -2353,6 22

®

\V '.

!

.

i

I

.

I I

•

•

•

•

•

•

•

•

~ork= Duty reboiler Work= DU5~·1 re l er 623,61 256,5271 9126,1 30,7 256,5271 9156,8 175182,5 2-1QS04 -2207,7 zout 418,7 2,0504 -1789 1230,4 340,6E3 ~

Massa in kg/s

Warmte

in kW

22 P16 24 , , . . -T17

Dut~ _{con ensor}

26 ,r 254,4767 25

,

r-'--H20 ..., zout _.... .- / 27

'v

Dut~ con ensor T23 29 ... 0,8105 28 "\. 1 ,2399 ,

--Totaal

..

_623,59

Fabri eks voorontwerp

No:

2649

65236,9 121310,1 1578,5 395,4 -2532,6 340-,- 6E3

•

•

_..

A pparaa tstroom

t

Componenten

PROPEEN ACROLEINE ACRYLZUUR AZIJNZUUR KOOLMONOXIDE KOOLDIOXIDE WATER ZUURSTOF STIKSTOF DIPE

Totaal:

--Apparaatstroom

, Componenten

PROPEEN ACROLEINE ACRYLZUUR AZIJNZUUR KOOLMONOXIDE KOOLDIOXIDE WATER ZUURSTOF "''T'TK''''T'nF' DIPE

Totaal:

- - - ---

-M in kg/s

Q

in

kW

-•

•

1

M

Q

0,4615 1,5128 1,9743 -315,5 -6

M

Q 0,0780 1 ,1059 0,2043 0,0215 0,0216 0,1016 1 ,6734 0,0016 5,4969 8,7048 71 20, 1

•

•

•

•

•

•

•

•

2 3 4 5

M

Cl.

M

Cl

M

Cl.

M

Q 1 ,0177 0,5395 0,5465 I I 1,6683 5,4969 0,5395 1444,4 1 ,0177 436,8 0,5465 1763,4 7,1652 -1163,1 l 7 8 9 10 I

M

Q

_M

Q

.

M

Q

_M

a.

1,0177 0,0781 0,0781 _0,0781 1 ,3776 _{1 ,3776} 0,2829 0,2176 _0,2176 1 ,2856

.

0,0221

°

₀₂₂₁ 0,1494 0,0217 n n;:>17 0, 11 54

°

1018 0,1018 0,2419 0,5465 2,4826 2,4826 _2,5816 ·1,6683 0,4631 0,4631 0,0296 5,4969 _7,0165

₇

_{0165 7,0165} 8,7294 3844,1 11,7811 8352,1 11,7811 9050,8 11,7810 7117,4 1

Stroom/Componenten staat

•

- - - - -

•

..

--- --

-A pparaa tstr oom

, Componenten

PROPEEN ACROLEINE ACRYLZUUR AZIJNZUUR KOOLMONOXIDE KOOLDIOXIDE WATER ZUURSTOF STIKSTOF DIPE

Totaal:

--ApJ)araatstroom

, Componenten

PROPEEN ACROLEINE ACRYLZUUR AZIJNZUUR KOOLMONOXIDE KOOLDIOXIDE WATER ZUURSTOF STIKSTOF DIPE

Totaal:

M

in

kg/s

Cl

in

kW

•

•

11

M

Q

0,0781 0,2829 1 2856 0,1494 0,1154 0,2419 2,5816

°

0296 7 0165 11,7810 7082,0 16

M

Cl

0,0074 1 ,0082 0,1178 0,0002 0,0047 16,5899

°

0001 0,0396 17,7679 -1443,1

•

•

•

- - -

•

- - -

•

•

•

•

12 13 14 15

M

0.

M

Q.

_M

_Cl

_M

Q

0,0780 0,0002 0,2721 0,0198 0,0016

°

0133 2 4g6S

°

2160 0,0006 0,2919 0,0253 . 0,1148 0,0009 0,0001 ' 0,2359 0,0117 0,0010 18,6497 0,2701 41,1061 3,5549 0,0295 0,0002 6 g658

°

_Og88 0,0085 18,6497 -2058,6 7,9801 -217,2 44,0261 4504,9 3,8074 -309,2 -17 18 19 20 !

M

Cl

M

Q

_M

_Cl

_M

_Cl

0,0779 0,0001 0,0002 0,0001 0,0003 0,2717 0,0198 0,0108 0,0133 _{2,4965 1 ,2723}

°

0006 0,2919 0,1488

°

1147

°

0001 0,0009 0,0006 0,2357 0,0002 _{0,0117 0,0060} 0,0003 0,2697 41,1061 20,9612 0,0295 _0,0002

°

0001 6,9590 _0,0068 0,0988 0,0507 7,4174 -1118,8 0,5625 103,1 44,0261 -3571 ,4 22,4506 -3803,5 I _I

Stroom/Componenten staat

•

_•

A

pparaa tsTroom

t

Componenten

PROPEEN ACROLEINE ACRYLZUUR AZIJNZUUR KOOLMONOXIDE KOOLDIOXIDE WATER ZUURSTOF STIKSTOF DIPE

Totaal:

...

Apparaatstroom

, Componenten

PROPEEN ACROLEINE ACRYLZUUR AZIJNZUUR KOOLMONOXIDE KOOLDIOXIDE WATER ZUURSTOF STIKSTOF DIPE

Totaal:

i . . . .

-M in kg/s

Q

in

kW

•

•

21

M

Q 254,0823 254,0823 10575,8 26

M

Q 0,0001 0,0108 0,0132 0,1135 0,0006 0,0059 0,9627 0,0001 0,0507 253,3191 254,4767 121310,1

•

•

•

•

•

•

•

•

22 23 24 25 I

M

Cl.

M

Cl

M

Cl.

,

M

Q _I 0,0001 0,0001 _i 0,0108 0,0108 1 ,2653 0,0070 1 ,2653 1 ,2521

o

1486 0,0002

o

1486 0,0351 0,0006 0,0006 0,0059 0,0001 0,0059 0,9627 19,9985 0,9627 0,0001 0,0001 0,0507 0,0507 254,0823 254,0823 0,7632 256,5271 9126,1 20,0058 -2353,6 256,5271 9158,6 2,0504 -2207,7 -27 28 29

M

Q

_M

Q

_M

Q

_M

Q

I 1,2521 _{1 2396 Ö,0125} 0,0351 0,0003 _0,0348 0,7632

.

_0,1632 I 2,0504 -2213 1 ,2399 ":'2532,6 0,8105 395,4

_I

- - --- --- --

-Stroom/Componenten staat

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

Hoofdstuk 5 APPARATENLIJST . In dit gedeelte zlJn specificaties van de in apparaten.

tabellen opgenomen met het flowsheet voorkomende

r-•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

Apparaat No: Benaming, type ~~~rxeff. ;( druk in bar temp. in oe Inhoud in m

3

Diam. in m 1 of h in m Vulling: ;( schotels~aant. vaste ,pakking katalysator-type

-

,

,

_-

vorm

·

"

.

" " "

.

" "

.

.

"

..

·

...

"

..

.

-

"

..

" "

·

.

"

...

"

...

"

.

" Speciaal te ge-bruiken ma t. aantal serie/~~~=ét R2 ACROLEINE BUIS REACTOR 1 , 0 325 / ₃₃₉ 8,05 5,50 33327 buis jes db = 0,04 D top=0,5m ó bod=0,5m

'r

= 5,7 sec met zout gekoeld 245 kg/sec 1 R6 T8 VlO T15

ACRYLZUUR QUENCH GAS - VLOEISTOF

-BUIS TOREN VLOEISTOF VLOEISTOF

REACTOR SCHEIDER EXTRACTOR

1 ,0 1 ,2 1 ,0 1 ,2

. ,

260 / 293 290 / 81 ,4 35 20

7 , 1 4 4,75 3,53 _4,69

7,00 4,50 10,60 _21,30

26290 buis 6 evenw .knock-out 4 theore.

jes trapp'en drum schotels

db = 0,04m Pall ringen

I!. top= 0, 5m 35 mm horizontaal RDC kolom 6. bod=O, 5m

"'-'

L

= 6 sec 62 m3 Pall max vloei-: HETS = 4,0 Om

met zout ringen stof hoogte

gekoeld nodig 1 ,77m 72,5 kg/sec met demis-ter mat 1 1 1

.

;(

aangeven wat bedoeld wordt

•

Apparaat No: _{T17 V22 T23 V27}

DIPE- GAS- ACRYLZUUR

GAS-Benaming, _{DESTILLATIE VLOEISTOF- DESTILLATIE VLOEISTOF}

type _{SCHEIDER SCHEIDER}

Ml}&~o;r eff.*

druk in~ atn 2,1 2,1 2,2 .2,2.

temp. in oe _{20 / 107 93 140 / 171 98}

--Inhoud in m

3

Diam. in m 6,7 14,1 m d_{t op} =1 ,36 m 0,04

•

1 of h in m 21,4 42,3 m d_bod=l ,03 m 0,12 Vulling: ;(

top=0,5 m knock-out top=0,5 m knock-out

schotels-aant.

.

-

bod=0,5 m drum bod=0,5 m drum

vaste . pakking .

HETS=0,6m L = 14,2 m

katalysator-theor. =29 horizontaal horizontaal

type

schotels prak. =22

-

,

,

_-

vorm

prak .. =34 max vloei- schotels max

vloei-•

·

...

-

.

.

....

_{stof hoogte HETS=0,6 m stof hoogte}

· . . . 0- . . .

7,05 m 0,02 m

·

...

Speciaal te

ge-met demister met demister

-

e

bruiken mat. mat mat

aantal

•

S(è:::l{JS:~/parallel 3 1 1 1

•

•

;(

aangeven wat bedoeld wordt

•

•

'

.

•

,

I

.

I

I

I

'

j

.

•

•

•

•

•

Technische llor;eschool Delft

Afd.Chemische Technologie

Fabrieksvoorontwerp No: 264 9

Datum: 25-5 1986

Ontworpen door: M.P.Berendrecht

A.v.d.Heijden

TORENSPECIFIKATIEBLAD

Apparaatnummer : T .. J 5 Fabrieksnummer : 2649

ALGErU':NE EIGENSCHAPPEN :

Funktie ... .... : ~~~tcà't~~ / extraktie / Mo~~tt:i~X / .o . . .

_*

Type toren ... : g~~ _/ sH;JM _/ M-kJ~ ~~J!C

/

I3PÇ . • -: . \<.o.l.QI!I ... ~

Type schotel ... : klokje _/ zeefplaat

_/

valve /

...

*

Aantal schotels ... : theoretisch : 4

Aantal schotels ... : praktisch :

~~~~~~~X/ HETS : .4 ... QQ m Materiaal schotel :

Diameter toren .. " .... .4.,.6.9. m Hoogte toren

_...

: 21 ,30 m

Materiaal toren

...

: met lengte top/bodem = 2,65 m

Venvarming ... : geen / ~'~~R~/ ~~;H~JK / ...

*

BEDRIJFSKONDITIES :

Voeding Top Bodem Reflux/ absorp- Extraktie

tie middel middel/ . . ,

Temperatuur ... oe 20 20 20 20

Druk ... bar _{1 , 2 1 ,2 1 ,2 1,2}

Dichtheid ... . kg/m 3 _{1000 730 1000 730}

Hassastroom ... kg/s _{22,4506 256,5271} , 20,0058 254,0823

Samenstelling ln

mol % resp. ge\v. %

DIPE

-

-

97,0: 99,0

-

-

100 100 Water g8,1 93,4 2,09 0,4 99,9 99,9(

-

-Acrylzuur 1 ,5 5,7 0,69 0,5

°

,

°

1 0,0

-

-Resterende stoffen 0,4 0,9 0, 1 7 0, 1

-

0,01

-

-ONn~ERP :

Aantal klokjes / zeef ga ten _/ ...

**

: Type pakking .. , ... :

Aktief schoteloppervlak ... : m 2 Materiaal pakking :

Lengte overlooprand . . . : mm Afmetingen pakking :

Diameter valpijp / gat / ... : mm

Verdere gegevens op schets vermelden

:~ I . .

uoul!;LrCrcn \.:at ni.et V;ln toepassing lSo

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

.Ll.:L.I.~l.)""'I.~~ I~U(~C::)CIIU\.}1.. l;c I I t Afd.Chemisc:hc Technologie

Fabr ieksvoorOI\L .... 'c rp No: 2649

Datum: 25 - 5 -1986

Ontworpen door

:M.P.

Berendrecht

A. v.d. Heijden TORENSPECIFIKATIEBLAD

---Apparaatnummer : T ... 17 Fabrieksnummer : 2649

ALGEMENE EIGENSCHAPPEN

Funktie ... . destillatie / li{XXXX10(X* / in~~X>:t:p:tX~ / ... :l<

Type toren ... . ~~~~~:t / sc ho tel / ~1Sï95~X~ï / ... ... .. ....

*

.

Type schoteL ... . kl~~~

/

zeeIplaat / ~~X~~ / ... .

*

Aantal schotels ... . theoretisch

Aantal schotels ... : praktisch

29

34

Schotelafstand / HETS : Or6 .. m Materiaal schotel :

Diameter toren ... : ~lateriaal toren ... : Verwarming ... : 6,. 7. .. m Hoogte toren top

=

0,5 m bod

=

0,5 m ~ / ~)S)t~ / reboiler / BEDRIJFSKONDITIES :

I

Voeding .' i Top

,

Temperatuur ...

°c

20 93 Druk ... bar 2,2 2,1 . h . 3 D1C the1d ... kg/m 676 7,557 Massastroom ... kg/s 256,5 2,0

Samenstelling mol % gew.% mol % gew.%

Acrylzuur 0,69 0,49 0,01 0,01 Water 2,09 0,38 2,11 0,38 DIPE 97,12 99,05 97,80 99,55 Resterende stoffen 0,10 0,08 0,08 0,06 21,4

i

Bodem I 107 2,2 699 254,5 j mol % gew.% 68,33 61,07

-

-29,37 37,22 2,3 1 ,71

*

Extraktie middel/ ... gew.%

~

_ _ _ _ _ _ _ _ _ _ _ _ _ _

~

_ _ _ _

~

_ _ _ _ L -_ _

--L---~----I---L---I

ONT\.JERP : 3 kolommen parallel

~ . / f /

**

TY1)e pakking... :

Aantal ~Jtx>t2l~~ zee gaten ... :165510

2

Aktief schotcloppervlak ... : 32,44In _{H<1teriaal pakking :}

Lengte overlooprand ... . 3200 11lIll Afmetingen pakking :

l)j.~l\netcr valpijp / "ZR1. / ... : 510 111111 - v'-c-r-t\-e-r-,> -;;(-: ,-."l-·'

v-("

-

~

\-\ ;-;

-

o

-p-~-

"

C-h-c-t-s-v-c-r-r:-:t-: ]'.-(.\-c-' n -__

~~~~~~_~

-_~~~

_~~~

~~

_

~~~~~~~~~

_

~_·~~

-

_~~~~-

_

·

-

.

- __ -_-_-_--_- _-@;;;;o37"'.-_, ---~ ·1 I ::1 "." ~

I

•

Anndrater.li~st VOOT war~tewiS8elaaTs, fornuizen

-~---•

Apparaat No: H 3 H 5 H 9 H 1 2 H 13

Benaming, Warmtewis- Warmtewis- Condensor Koeler Koeler

-•

type selaar selaar

Medium

.,!)koelwater

Zout

:r:-

Zout I koelwater $ . kou d k 0 e,l wa, t . koelwater

pijpen-/ - - - - - - - - - - - - - - - -

---•

rnantelzijde propeenmen,§ acroleine acroleine watermengsel watermeng.

Ca pac i i;f:i t, ui tgewi'eselde

~

992,2 - 2807 698,7 798,5 7059,7

•

warmte ,in kW.

y

992,2 \rJarmtewisselend

_j

149,7 oppevl. in m 2 220 46,3 186

t)

86,8 300

Aantal~~~lJ~{

2 1 1 1 ~X~l _eff. i {

~3

/ 1 ,0

•

àruk in bar 1 ,0 / 1 ,0 1 ,0 / 1 , 0 3 / 1 ,0

~3

/ 1 , 0 3 / 1 ,2 pijpen-

_/

•

mant:::lzijde temp. in

_/

uit ₂₁

_-

₃₀ in

°c

,j---pijpzijde 336

-

320 336

-

320 20

-

30 40 - 30 20

-

35 - - - - - - - - --- 7

-

1 5 -mantel zijde 63

-

325 214

-

260 35

-

35

Y

- - - - 81 ,4

-

40

•

30

-

20 koel/verwarm medium (kg/s) 1 1 2 28,0 1 9 26,2 / 1 9, 'i 1 1 2 Correctiefact. 0,96 0,98 1 0,82 / 0,96 0,88

-

_{6T(ll C)} 9,49-7,78 rATln - 78,07-74,95 90,39-88,58 9,10 13,98-13,42 31,37-27,6

•

Warmteoverdr. 170,3 170,3 567,8 851 ,7 851 ,7 (W/M2~C )

•

i {

aangeven wat bedoeld wordt

•

I

·

I, _

•

•

•

•

,I

•

•

•

Benaming, . type Mediurr. pijpen-j mantelzijde Capacit€it, . -, ui tgewi~selde warmte -in

kW.

\rlarmtewieeelend 2 oppevl. in m i: ~R*xxPl e f f. . druk in ~r atm pijpen- / mantelzi jde temp. in / uit in or, pijpzijde mantelzijde l(oel/verwarm medium (kg/s) Correctiefact. ATln - AT (CC) Warmteoverdr. (W/M2 ~'C)

.

. :". Warmtewis-selaar Zout I r Condensor_ koelwater ; .... . ... Reboiler Condensor Stoom koelwater

acrylz.mengs. Dipemengsel _{acrylz.mengs. azijnz.meng.}

418,7 798,5 1,0 /2,2 293 - 255 ..

---107 - 140 7, 1 0,99 3, 11 - 3,08 170,3 .' t 65236,9 1230,4 1578,5 2206,0 81,4 47,4 3,0/2,1 10 - 3 /2,3 3 / 2,2 20 ,... 40 220 - 190 20 - 40 93,1 - 92,9 170,7 - 170,8 103,5 - 97,9 776,6 9,8 18,8 62,5 31,95 70,45 567,8 567,8

~ aaneeven ~at bedoeld wordt

I

I I

!

I I

@

!

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

[

:

.

I I

•

Apparaat No: TEGEN STROOM J'led i UlT: pijpen-/ mantelzijde Capaciteit, uitgewisselde warmte in kW. warmtewisselend oppevl. in m 2

Aantal~i~

A:B&~x~f eff.

*

druk in ~atm pijpen-

_/

mantelzijde temp. in

_/

uit in or; pijpzijde mantelzijde koel/verwarm medium (kg/s) correctiefact.

-

-Ä Tln - 6. T (OC) Warmteoverdr. (W/M2 :'C)

REBOILER H19 opgesplitst in 3 circuits

Zout "I. Zout ] I Hoge druk

stoom

..

Zout Zout Stoom

---

---

---Dipe reboiler ---Dipe reboil. Dipe reboiler

2620,8 3876,9 168684,8 80,4 156,3 9122,4 1 1 1 1,

°

/ 2,2 1,

°

/ 2,2 40-10 / 2,2 336

-

320 293 -: 255 410

-

190 ---

---

---98,3 -

-

107,3 105 65,4 182,5 1 1 0,99 229,6 174,8 39,47-39,08 170,3 170,3 567,8 ~

aangeven wat bedoeld wordt

I

•

I

i

I

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

Apparatenlijst voor pompen, blowers, kompressoren

---Apparaat No: B 1 B 4 C 7 P 1 1

Benaming, lucht- lucht- compressor pomp

type blower blower

te verpompen _{1 u ch t lucht acryl zuur-}

acroleine-medium _{mengsel mengsel}

Capaciteit in t<ftix:Q){' kg / s *- 1,9743 7,1652 11,781 0,5625 Dichtheid in kg/m

3

1 ,2928 1 ,2928 866,3 917,2 ZUig-/persdruk in ~Jf~ 2i15~lOCfX 1 ,0 -1 , 1 1,0-1,1 1 ,0

-

1 , 2 1 ,0

-

1 , 1 eff. *-) _atm temp. in

°c

in / uit 25 / 25 25 / 25 293 / 290 35 / 35 Vermogen in k1

.v

0,0056/ theor. / prakt. 15,5/28,1 56,1/102,1 558,8/698,5 _0,0075 Speciaal te ge bruiken mat. X X X X aantal ser i e / RékW~::e~ 1 1 1 1 duty af ter-cooler (kw) X X 733,8 X leidingverl- ₁

_-

_x hoogte (m)

*

aangeven wat bedoeld wordt

P 1 4 pomp water-mengsel 44,0261 1000,2 1 ,2

-

3, 1 81 / 81 8,3/11,1 X 1 X 1

-

18

®

~.

Apparaat No: P 16 P 18 P 24

,.

Benaming, pomp pomp pomp

•

type

te verpompen DIPE

-

DIPE

_-

DIPE

-medium mengsel mengsel mengsel

Capaciteit in ~:(iX(5$ kgjs* 256,5271 236,031 4,909

•

Dichtheid in kgjm

3

732 598 609 Zuig-jpersdruk

•

in ~äJ.(~)()JfX _{1 ,2}

_-

_{3,6 2, 1}

_-

_{4,4 2,2}

_-

_3,9 eff. *) _atm temp. in oe

j

uit 20 / 20 89 / 89 104 / 1

°

4 in

•

Vermogen in k\v theor.

j

prakt. 61,4/81,8 54,0/72,0 0,83/1,11 Speciaal te ge

•

bruiken mat. X X X aantal serie/parallel 1 1 1

•

leidingver l.-( m ) 1 -1 4 1

-

22 1

-

1 6 hoogte ,

•

*

aangeven wat bedoeld wordt

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

Hoofdstuk 6 KOSTENOVERZICHT.

Verschillende belangrijke economische parameters, aan de hand waarvan de haalbaarheid van het ontworpen proces kan worden getoetst, zijn onderzocht. Bedoelde economische parameters zijn o.a. de hoogte van het te investeren bedrag, de jaarlijkse kosten en opbrengsten, de hoogte van de jaarlijkse afschrijving, en de tijd waarin het geinvesteerde bedrag wordt terugverdiend.

De investeringen zijn berekend met behulp van een tweetal methoden, nl. de methode van Taylor, en de Wilson methode [2J. Beide geven een ruwe schattingen van het te investeren bedrag. Toch is er een goede overeenkomst tussen de twee methoden. Met de methode van Taylor wordt de totale investering geschat op 54.6 miljoen dollar, met de methode van Wilson op 55.0 miljoen dollar. Voor verdere berekeningen is uitgegaan van een te investeren bedrag van 55 miljoen dollar.

Volgens methoden aangegeven in de zelfde literatuur[2J, wordt het aantal werknemers voor de fabriek bepaald op 29 bij volcontinu bedrijf. Verder is een schatting gemaakt van de jaarlijkse onkosten aan grondstoffen en bedrijfsmiddelen, en de jaarlijkse opbrengsten uit de verkoop van acrylzuur en het bij produkt azijnzuur. De jaarlijkse bruto cash-flow blijkt negatief te zijn, en wel -156.6 miljoen dollar.

Dat de bruto cash-flow negatief is, komt dOQrdat het jaarlijkse stoom gebruik in het ontwerp ontzettend groot is. De grote hoeveelheid stoom is voornamelijk nodig om het extractie middel, dipe, af te destilleren. In de verdere kosten beschouwingen is er vanuit gegaan dat het ontwerp toe kan, door gebruik van een ander/beter oplosmiddel (een oplosmiddel met een hogere extractiefactor), met 1 miljoen ton stoom per jaar en 8000 ton oplosmiddel. Dat dit verantwoord is, komt naar voren in lit. [7J (zie bijlagen 5 en 6). Als hier van uit gegaan wordt is de bruto cash-flow positief, en wel 11.0 E6 $.

De afschrijving van het totaal geinvesteerde bedrag wordt berekend volgens de zogenaamde Su~r

digits methode, wat wil zeggen volgens ee~

afschrijvingsmethode. Hierbij is aangenomen dat de afschrijving van de fabriek na 10 jaar nul is.

De totale pay out time, dat is de tijd waarin uit de bruto cash-flow de investering kan worden terug betaald, wordt bepaald op 5.0 jaar. De return on investment ( dat is het netto inkomen, na aftrek van de belastingen ,gedeeld door het investerings bedrag) wordt bepaald op 5.3%. De internal rate of return (dat is het percentage waarmee het geinvesteerde geld in waarde toeneemt) is 6.5%.

,