De absorber

.-_ft.-

-

_~Çl

·

.~ t[t; . 1

..

·

,

..

, y 1 -f tf.~ · "~' ~: ~~ ;: . " .-,

.

.

_, 1 ~ ₁ .l ' , ' J , ' ,' . . .. 'r-.j ,\. ',1

I

f l j I

I

f RAPPORT Nr: DE ABSORBER G-opdracht, W+T-gedeelte, 1978

TECHNISCHE HOGESCHOOL DELFT

AFDELING DER WERKTUIGBOUWKUNDE

"'.

Exemplaar Nr:

Exemplaren van dit rapport verstrekt aan: A B C 0 _\,. E F G H

DE ABSORBER

Studie opdracht in het kader van het Îabrieksvooront-werp of G-opdracht,waaraan meewerkten,

studenten L.F.H. van de Bulk, B. ter Horst, L.H.J.H. Schneiders, C.J. Swart, J.F. Timmers. Begeleiders

\'I$J "B. van de Bergh, S.J. Jancic,

.;

Misschien is niets geheel waar en zelfs dat niet.

I

~ INHOUDSOPGAVE INLEIDING BESCHRIJVING Werking PARAMETERS Kolomdruk De temperaturen De absorptievloeistof De voedingscondities De reboilerverhouding PROCESONTh'ERP Berekeningsmethoden

Beschrijving van de berekeningsmethoden METHODE VAN EDMISTER

Berekenen absorptie sec tie Berekenen strippingsectie DE HORTON-FRANKLIN METHODE

De absorptie-efficiency

Berekening van de absorber met een numerieke berekeningsmethode

BESCHRIJVING VAN DE METHODE VAN WATKINS DE CONVERGENTIE METHODE

DE GRAFISCHE METHODE

TOEPASSING VAN DE METHODEN

Edmister methode (rekenvoorbeeld)

DE HORTON-FRANKLIN METHODE (rekenvoorbeeld) Het bepalen van het aantal theoretische schotels

De absorptiesectie De strippingsectie

HANSON,DUFFIN,SOMERVILLE NUMERIEKE METHODE Lage druk kraakproces

Hoge druk kraakproces

1 3 3 3 3 4 4 7 8 10 10 10 11 12 16 19 23 26 30 33 34 35 35 40 40 42 47 51 51 52 i i

••

I

,

•

BESCHOUWING

DIMENSIONERING VAN DE KOLOM Diameter bepaling

Drukverlies per schotel De valpijpcapaciteit HET RENDEMENT

RESULTATEN

Lage druk kraakproces A.Ontwerp rechte kolom

- Schotel lay-out absorptiesectie bij rechte kolom

-Schotel lay-out strippingsectie

53 54 54 55 58 60 66 66 68 68 69 B.Ontwerp voor kolom met smalle absorptiesectie 70 - Schotel lay-out bij smalle absorptiesectie 70

- Kolomontwerpen 70

Hoge druk kraakproces 73

C.Ontwerp voor rechte kolom 75

-Schotel lay-out strippingsectie bij rechte

kolom 75

-Schotel lay-out absorptiesectie bij rechte

kolom 76

D.Ontwerp voor kolom met smalle absorptiesectie 77 - Schotel lay-out bij smalle absorptiesectie 77

- Kolomontwerpen 77

DISCUSSIE EN CONCLUSIE 80

Bepaling aantal schotels 80

Kolomontwerp 83 Enthalpiebalans 83 APPENDIX 85 REFERENTIES 126 i i i

-•

,

,

VOORWOORD

Het doel van de studieopdracht is de evaluatie va..l1 een katalytische kraakinstallatie onder conventionele druk (P=1,5 bay overclruk) en hogere druk (P=5 bar overdruk). Het gasvormig reactorprodul<:t, bestaande uit koohmter-stoffen en inerte gassen,wordt gescheiden in de schei-, dingstrein na de reactorsectie.

Het mengsel bereikt via de main-fractionator en de compressor-unit,vervolgens de absorber.

Onze opdracht bestond uit het ontwerpen van de absorber voor beide dru..1_{dcen.De druJ;: in de absorber blijft} welis-'waar in beide gevallen gelijk (P=25 bar) ,maar het

procluktenspectrum van de voeding van de absorber is voor beide drukken verschillend.

De absorber dient om een scheiding te realiseren tussen C

2 en l i chtere componenten aan de ene l:ant en C

3 en zwaardere componenten aan de andere kant.De specificaties gestel d aan de absorber zijn:

C

3 terug';lülning in het bodemprodukt 90-95 gew.

%

,

C

2 gehalte in het bodemprodukt 2 ge\'l. % op C3•

TOP PRODUKT ·t , LEAN-OlL ,AB$.Q.R:e1I,I; __ _ ~~TU: ____ _ VOEDING ..s'rn.~l?.l~ _. - _ _ ~~Tl.E:- ___ _ STRIPGAS STOOM BODEM PRODUKT REBOILED ABSORBER

I

1

INLEIDING

Het terugwinnen van waardevolle componenten uit een multicomponentsysteem door middel van absorptie met een daartoe geschikt oplosmiddel gevolgd door strippen van het verrijkte oplosmiddel is een belangrijke "u

nit-operationll _{in de petroleumindustrie.}

Absorptie van een gas in een vloeistof kan worden opge-vat als een fysisch proces;de chemische reacties die

zouden kunnen optreden,hebben meestal geen merkbaar

effect.

De oplosbaarheid van verschillende gassen in een

be-paalde vloeistof loopt sterk uiteen.Is een gascomponent

in het mengsel weinig oplosbaar,dan zal de

partiaal-spanning van die component in de gasfase zelfs bij ge-ringe concentraties reeds hoog zijn.Bij een mengsel

van gassen wordt dus de mate van absorptie bepaald

door de partiaalspanning van de afzonderlijke

componen-ten in dat mengsel.

De keuze van de absorptievloeistof ( lean oil ) is van groot belang. Een lichte oliefractie heeft het voordeel

van een laag molecuulgewicht en heeft dientengevolge

meer molen per volume-eenheid,hetgeen resulteert in een grotere absorptiecapaciteit.Het verlies aan ab-sorptievloeistof i s bij een lichtere oliefractie

groter dan bij een zwaardere.

Absorptie is afhankelijk van temperatuur en druk. Hoe hoger de temperatuur des te minder gas lost er op in de vloeistoffase. Naarmate de druk hoger is,zal er meer gas in de vloeistof oplossen.

Beschouwen we de apparatuur die nodig is om gasabsorptie

te bereiken dan is deze dezelfde als die gebruikt wordt

bij destillatie .. Gasabsorptie is als Ilunit-operation" niet gelijk aan destillatie.

Bij een destillatiekolom wordt de damp die over de top

van de kolom komt,gecondenseerd en een gedeelte

van wordt als reflux weer de kolom ingestuurd.Deze

reflux bestaat dus uit componenten die ook in de voeding van de kolom voorkomen.ln geval van absorptie wordt als lean oil een vreemde stof van buitenaf ingevoerd.Bij absorptie wordt de gasvormige voeding aan de bodem van de absorptiesectie ingevoerd en de absorptievloeistof

aan de top.Het geabsorbeerde gas en de absorptievloei-stof gaan samen over de bodem van absorptiesectie;de niet geabsorbeerde componenten komen over de top. Een ander verschil tussen destillatie en absorptie is dat bij destillatie de damp op elke schotel door partiële verdamping van de vloeistof vrord t gevormd; de vloei-stof is daarbij op kookpunt.Bij absorptie is de vloei-stof onder zijn kookpunt.

Bij destillatie treedt er zowel diffusie op van de moleculen van de gasfase naar de vloeistoffase als om-gekeerd.ln een ideaal systeem hebben we dan te maken met equimoleculaire diffusie.i/laar bij zuivere absorptie diffunderen de gasmoleculen in de vloeistof en is er sprake van eenzijdige diffusie.

De vloeistof die van elke schotel,heeft bij destillatie een molecuulgevJicht dat, gerekend van boven naar beneden in de kolom,toeneemt.Bij absorptie worden de lichte componenten door de vloeistof geabsorbeerd,waardoor het molecuulgewicht van de vloeistof van elke schotel

afneemt.

Wanneer gebruiken \'Ie een absorptieproces? Een scheidings-proces zoals destillatie wordt vervangen door absorptie indien het topproduct bij destillatie moeilijk conden-seerbare gassen oplevert,zodat bij extreem lage tem-peraturen condensatie moet plaatsvinden. Of er moet bij zeer hoge druk gewerkt \'.rorden om het scheidingsproces te l aten verlopen.

...

BESCHRIJVING

Werking

De vverking van de absorber berust o-p de 2.bsor1")tie in de topsectie van de kolom van de zl'vare sleutelcomponenten

(è

3 en C3=) en zwaardere fracties uit de dampstroom, door

middel van een absorptievloeistof.ln de bodemsectie

wor-den de lichte sleutelcomponenten (C

2 en C~=) en lichtere

fracties uit de vloeistofstroom gestript.

Het stripgas verkrijgt men door een gedeelte van het bo-demproduct te verdampen en terug te voeren in de kolom. Als absorptievloeistof wordt meestal een zware olieÏractie gebruikt.

PARAMETERS

De kolomdruk

De druk in de absorber wordt gekozen aan de h8xld van een

optimalisatie van de oplosbaarheid van de lichte en

zware sleutelcomponenten, van de constructiekosten van de kolom en van de economi sch haalbare temperaturen in de bodem en de top van de absorber.

Conform het fabrieksvoorontwerp van Nienoord en

Cramwinckel (Ref.7 ) is het scheidingsproces

uitge-voerd bij een druk V8n

25

atmosfeer.

Verlaging van de druk in de kolom heeft als voordelen: lagere constructiekosten, een l agere bodemtemperatuur en

een geringere dampbelasting in de strippingsectie van de

kolom, ten gevolge van een verminderde oplosbaarheid van

C

2 en C2-.

Een nadeel is een slechte oplosbaarheid van de zware

sleutelcomponenten in de absorptievloeistöf.

Een hogere druk in de kolom komt de oplosbaarheid van C

3 enC3 =: ten goede (betere absorptie), mS.8T t evens wordt

het strippen van C

2 en C2- moeilijker doordat dit ook

beter oplost. Een hogere dampbelasting en bodemtemperatuur en een duurdere kolom zijn de nadelen van verhoging van de procesdruk.

De temperaturen

De bodemtemperatuur wordt bepaald door het kookpl,mt van de productstroom uit de bodem van de absorber. Op grond van een geschatte samenstelling van het bodemproduc~,

gebaseerd op de specificaties, is voor het lage druk ge-val een temperatuur bepaald van 165°~met behulp van de Ohao

& SBader procedure.

Een lagere bodemtemperatuur heeft tot gevolg een hoger gehalte aan C

2-fracties in het bodemproduct.

De toptemperatuur wordt begrensd door het dauwpunt van =

het topproduct. In verband met het kookpunt van 03 bij .

25 atm. (59~7 "C) is uitgegaan van een maximale toptempe-ratuur van 50 "C.

Verhoging van deze temperGo ;~uur veroorzaa.l{t een hoger . percentage zvvare sleutelcomponenten in het topproduct.

De absorptievloeistof

De absorptievloeistof kan worden verkregen door een ge-deelte van het condensaat uit een van de scheidine;s-vaten van de compressor-unit afte tappen.

De beste samenstelling is die, waarin de zware sleutel-componenten (0"3 en 03=) zo weinig mogelijk voorkomen, aangezien deze in de top V2~~ de kolo~ ingevoerde fracties niet ge'Vvenst zi jn in het topproduct •

Voor het bij lage druk uitgevoerde kraakproces komt het condensaat uit het eerste scheidingsvat van de compres-sor-unit (P=1.9 bar) als absorptievloeistof in aanmerking. Voor het bij hoge druk uitgevoerde kraakproces moet een gedeelte van het condensaat uit het scheidingsvat

(P=5.4 bar) aangevuld worden met gestabiliseerde benzine uit de debutanizer. In dit geval is het percentage 03

I

in het condensaat namelijk te hoog. Aanvankelijk meng~eru we zoveel benzine bij dat de verkregen

absorptievlQei-stof een gelijk percentage 03 had als bij het lage-druk proces. Dit heeft een circulerende stroom van gestabi-liseerde benzine tot gevolg, waardoor de absorber enè

debutanizer zwaarder belast worden.

Een hoger gehalte aan 03 in de absorptievloeistoÎ bleek uit computerberekening toegestaan, zodat de-circulerende benzinestroom naderhand verlaagd korrworden.

Bîj de keuze van de lean oil temperatuur-hebben de vol

-~nde overwegingen een rol gespeeld:

a. Het kookp1..mt van de zware sleutelcomponenten

b. Het verbcmd tussen de condensatietem-peratuur in het

-scheidingsvat van de compressor-unit en de hoeveelheid te comprimeren gas.

c. De met oppervlaktevvaterkoeling economisch haalbare temperatuur in de condensor van de compressor-unit. Op grond van deze overwegingen is een temperatuur van 40 "'0 gekozen voor de absorptievloeistof.

Verhoging van de lean oil temperatuur resulteert in een hoeere w8.arde voor de evenwichtsconstante K en:

dienten-gevolge in een verslechtering van de absorptie.

De benodigde hoeveelheid lean oil wordt voornamelijk bepaald door het afwegen van economische factoren.

Een geringe vermindering van de hoeveelheid absorptie~

vloeistof heeft een aan~_:ienlijke toenarne van het ver-eiste 8.Emtal theoretische schotels tot gevolg, terwijl een grotere lean oil stroom het benodigde aantal theore-tische schotels slechts weinig doet afnemen.

De invloed van de hoeveelheid absorptievloeistof op het

vereiste aantél schotels blijkt uit Tabel 1.

In deze tabel is de evemvichtsconstante voor de meest

=

vluchtige Z'N8.re sleutelcomponent , 03 ' bi j de toptempe-r :3.tuur in de absorber bepaald. Voor deze toptemperatuur is een hoge dus ongunstige waarde gekozen.

De dampstroom van de topschotel is in de tabel benaderd door een schatting te maken van het topproduct.

0'1

..

-Tabel 1. Bepalen van de hoeveelheid absorptievloeistof

I

L, v 80 85 I 85 85 90 85 100 85 i110 I 85 KC= 3 T=50·C 0,9 0,9 0,9 0,9 0,9 A=L/KV

I

I

1,05 1,11 1,18 1,31 1,44

Î

10 1e~~-oil stroom (molis),

N 95% absorptie i I " ,-.LO 12 9 7 6

V Geschat topprodvkt (molis), K = Evenwichtsco:'lstante,

A

=

Absorptiefactor,

N = Aantal theoretische schotels.

~

Tabel 2. Bepalen van de reboilerverhouding

!

I

L· _{V KC 8=KV/L l'I} - ₂ ; T=16S'C 90% ~trippi.ng

I

310 100 &.,7 0,87

I

CO

I

I

350 HO 2,7 1,08 8 o. 360 150 2,7 1,12 7 370 160 2,7 1,17 6 I 380 170 2,7 1,21 5

J

390 180 2,7 1,25 5 410 200 2,7 1,32 S

L = Vloeistofstroom uit de bodem van de

strippingsectie (molis),

V

=

Hoeveelheid stripgas (molis), K = Evenvlichtsconstante,

S = Strippingfactor,

•

Op grond van Tabel 1 is gekozen voor een hoeveelheid lean oil van go mOl/s voor het l age druk geval.

Aangezien bij go mOlls een verhoging van de lean oil

stroom nauweli jks nog afname van het schotela8.ntal geeft,

terwijl verlaging van de lean oil stroom een sterke

toename van het schotelaantal geeft.

Voor het bij hoge druk uitgevoerde proces kan de lean oil stroom gevarieerd worden door de hoeveelheid g ere-circuleerde benzine uit de debutanizer a.an te passen.

De voedingcondities

Ook bij de voedingstemperatuur wordt de ondergrens

gevormd door de met oppervlaktekoeling economisch

haal bel.re temper2. tuur.

In het fabrieksvoorontvverp van Nienoord en Oramwincel (:Ref 7 ) wo reIt gesteld, dat aangenomen kan:. worden, dat

de lea.n oil temperatuur gelijk is aan de voedings

tempe-ratuur. Om deze redenen is uitgegaan van een voedings -temperatuur van

40

"

0.

De invloed van de voedingstemperatuur op éle scheidende

werking is tweeledig.

Een hoge temper:::~.tul).:r heeft een ongunstige invloed On de

absorptie van zware sleutelcomponenten

(03=

en

03)'

Allereerst is de fr8.ctie te absorl)eren componenten groter,

omd9.t meer

03

en

C

:

3

in dampvorm de absorptiesectie binnenkomen. Bovendien is de gemiddelde temperatuur in

het absorptiegedeelte hoger, hetgeen een kleinere

absorp-tiefactoi' A tot gevolg heeft. Een hoge voedingstempera-tuur vereist om deze tvvee redenen een grotere lean oil

stroom en/of meer absorptieschotels.

Een hoge voedingstemperatuur heeft een gunstige invloed op het strippen van lichte sleutelcomponenten (02= en 02)·

iVleer lichte componenten komen in d8mpvorm ele kolom binnen

en de gemiddelde temperatuur in ~et s·trippende gedeelte

is hoger.

Om deze twee redenen, een geringer e belasting met te

strippen componcnt~n en een grotere stripningfactor S,

kan bij een hoge voedingstemperatuur de

strippingsectie-Ylorden ui tgevo erc1 met een geringere dampbelp.sting en/ of

een klei ner 2cmtc:ü strippende schotels.

Het is moeili jl-::: V8.st te stellen, wel~(e V8.n beide f2

ctor-en in dit absor-ptieproces z8.1 overheersen, en of een.

hoge d~"1.n wel een lc.p;e voeclingstemTler8.tuur ge_'."enst is.

De reboilerverhouding

De reboilerverhouding wordt bepaald door de gevvenste

stripping-efÎiciency en door het af\vegen van economische

factoren.

Voor het lage drv_k geval is de hoeveelheid en de

samOen-stelling van het boc1emproduct geschat met behulp van de

product speciÎicaties (210 molis) en is de bodemtempera

-tuur aan de hand van deze sch8,tting bepa.ald (165 Oe) •

Met behulp van figuur 1 lGln dan het vereiste aantal

i;h.8.orotische schotels N vlorden gevonden bi j verschillende

L/v

verhouà.ingen. (zie Tabel

2

) •

Op gronà. V8.n tabel 2 , ollgesteld voor de bodemschotel

van de stripTline;sectie, kan de reboilerverhouding en het

bijbehorende vereiste aantal schotels in de

stripping-sectie worden gekozen. Wel dient men te bedenken dat

figv.ur 1 uitslui tend geldt, vmnneer de te strippen

component niet in het stripgas voorkomt • Aangezien bij

6ris wel te strippen componenten in het stripgas zitten,

dienen we de hoeveelheid stripgas en het schotelacmtal

iets hoger te kiezen dan uit de t abel volgt.

Figuur 1

5i 6 / Har:.cfbook of Natural GCiS Engineering

1.0 , - - 'j --î"=-~-·~ç- --= - = -"" ----==--F - '

~E'=======t

=i

ti?;

"

/'

-;::::---::~

---I---QS%~t::::=v---

·

l----0.0 0.8 _ 0 ~ >J' 0.6 + + E E x x ex:: o _ 0 0.5 >-. >-. 0.4 I I + + c c >-. >-. 0.3 0.2 I

)

1/

-~ ;)

/'

f

0.1

,V

-.

c f ' /

/'

~

~VVV

Iffi ' /

1- / '

~~V

_---

----

---

-

---<

,r

/

~y---

---/Ij

. /

V

//

V

,

o

o

0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 1.2 1.4 1.6 1.8 2.0

A8S0RPTION FACTOR A OR STRIPPI1I:G FACTOR S

2.2

Fig. 13-15. Solution to absorption-foctür and stripping-factor equation. ($ouders and Brown, 13-38. Cour/esy Ind. Eng. Chem.)

9

- - - - _ .

I

PROCES ONTWERP

Berekeningsmethoden

Voor een nauwkeurige berekening van de absorber is een

schotel tot schotel berekening noodzakelijk. Vanwege de vele schotels en componenten is deze iteratieve

bereke-ning met de hemd zeer tijdrovend. In de literatuur zijn diverse numerieke methodes voor de computer beschikbaar, zoals het door ons gebruikte programma voor een reboiled

absorber van Hanson, Duffin en Somerville.

Voor een eerste indicatie V8,n het proceoontwerp k2.n

ge-bruik gemaakt worden van de diverse short-cut methoden,

zoal s de methode van Eà:mister,Horton&'Franklin, Watkins, de

e

-methode en de grafische methode.

Beschrijving van de berekeningsmethoden

Hierna volgt een bespreking van de methoden die ons inziens

in aanmerking kVlamen voor het berekenen van een absorber. De eventuele nadelen die aan een bepaalde methode kleven

worden daarbij vermeld.

10

METHODE VAN EDMISTER

Edrnister (Ref. 17) deelt de reboiled absorber op in vier zones,te weten: de reboiler,de strippingsectie,de absor ptiesectie en de voedingsruimte.

De absorptiesectie en de strippingsectie worden door middel van een kortsluitmethode om de beurt uitgerekend. Hen begint bijvoorbeeld met de absorptiesectie,waar men

een lean-oil van bekende samenstelling bij de top

in-voert en een dampvoeding van bekende samenstelling aan de bodem.De specificatie van het topprodukt wordt ook

bekend verondersteld.

Daarna rekent men de strippingsectie door. Het stripgas

is qua samenstelling bekend door een flash-berekening op de reboilervoeding toe te passen.De vloeistofvoeding aan de top van de strippingsectie bestaat uit de bere-kende vloeistofstroom uit de absorptiesectie en de vloeistofstroom van het te scheiden mengsel.

Het om beurt berekenen van de absorptiesectie en de strippingsectie herhaalt men zo vaak ,totdat er een stationaire toestand bereikt is.

Het nadeel van deze methode is dat men geen rekening houdt met de werkelijke stripping- en absorptiefactoren

op elke schotel,maar men vervangende factoren gebruikt die gebaseerd zijn op de gegevens van top en bodem-schotel.Door alleen top en bodemschotel onder de loep te nemen en de rest van de sectie als een "black box" te beschouwen,introduceert men natuurlijk fouten.Zo gaat men voorbij aan een mogelijk grillig verloop van

de temperatuu.r over de kolom,hetgeen doorwerkt in de waarden van de evenvrichtsconstante K.

Ook de verhouding vloeistof-dampstroom hoeft geen

con-sta...71t verloop te hebben tussen top en bodem zoals vrordt aangenomen.

Berekenen absorptie-sectie

Voor elke component j geldt:

L .

oJ

=

Lo x. J V _oj

₌

V y.

0 _J

Een massabalans per component rond de top van de

ab-sorptiesectie (zie Fig. 2 ) geeft:

( 1 )

( 2 )

Fig. 2. Vloeistof-dampstromen in

de absorbersectie

V

_n-r

f

_l

Daar voor de absorptiefactor A geldt:

wordt vergelijking ( 1 ):

L. 1

=

(L. - L + _Vl

).A

1·

1+ 1 0

Er geldt dan ook:

L.

=

(L. 1 - L + _V1

).A

1· 1 ].- 0 ( 3)

(

4

)

( 5 ) ( 6 ) 12

Doet men dit voor de vloeistofstroom van iedere schotel

dan krijgt men tenslotte voor de vloeistofstroom van

schotel n:

In verkorte notatie:

Ln

=

Vl· LA - L 0 ( L A - rr A)

+ A ) -_n

Voor de overall-balans van de absorptiesectie geldt:

Samen met vergelijking (8 ) levert dit:

De vloeistofstroom Ln wordt dan:

Voor ~ geldt dan:

1 - ~

=

1/(1

+

LA)

Als men nu een gemiddelde absorptiefactor Ae volgens Edmister aanneemt, 13 ( 7 ) ( 8 )

( 9 )

( 10) ( 11)

dan is:

1 - eI>

=

1/(1 +A +A n _e n-l n-2 _e +A _e + •••• +A _e ) ( 12)

1 - eI> =(A - l)/(An +l _ 1)

e e

eI> =(An +l

e _ A e )/(An +l _ e 1) ( 13)

Voor

e

geldt de uitdrukking:

(

14)

Volgens Edmister is deze uitdrQ~king te vervangen door de empirische formule:

( 15)

Kennen \'/e de grootte van de topdarrlpstroom, geschat door

middel van de topspecificatie,dan geldt voor de fractie geabsorbeerd ic :

ic

=

(V

₁

/v

_n+l

)l/N

De toename van de dampstroom voor een willekeurige schotel is in dat geval:

( 16)

(

17)

De absorptiesectie wordt nu doorgerekend door per com-ponent de volgende grootheden achtereenvolgens te be-palen:

f

=

Cv

Iv

)l/N

c 1 n+l , ( 18)

( 19)

( 20) ( 21) ( 22) ( 23) $

=

(An+l _ A

)/(A

n+

l -

1) , e e e ( 24) ( 25) L

=

V

Cl

-

ct ) + L , n n+l 0 ( 26) ct

=

$ (1 - (j) • ( 27)

De laatste uitdrukking geeft de absorptie-efficiency ct

weer.

- - _ . -

-Berekenen stripping-sectie

De berekening van de strippingsectie gaat analoog aan

die van de absorptiesectie.

Een massabalans per component in de bodem van de

stripper-sectie (zie Fig.3 ) geeft:

Fig. 3. Vloeistof-d&üpstromen in

de strippingsectie

De strippingfactor S is gedefinieerd als:

Haken we gebruik van de strippingfactor dan gaat

ver-gelijking ( 28) over in:

Deze vergelijking geldt voor iedere schotel.De

damp-stroom van schotel n wordt dan ten slotte:

S )

-n

Schrijven we dit weer in een verkorte notatie,dan

krijgen we: 16 ( 28) ( 29) ( 30) ( 31)

t

V n

=

Ll L S -

v

0 ( L S - n S ) ( 32)

De overall massabalans over de strippingsectie is:

( 33)

Samen met vergelijking ( 32) levert dit:

( 34)

De dampstroom vanaf de bovenste schotel wordt dan:

( 35)

Evenals bij de absorptiesectie 1.'lerken we hier ook met

vervangende strippingfactoren,namelijk:

( 36)

( 37)

Voor CD en () krijgen we soortgelijke uitdrUkkingen als in het geval van de absorptiesectie:

CD: (Sn+l _ S )/(Sn+l - 1)

e e e ( 38)

( 39)

Voor de fractie gestript fc geldt:

De toename van de vloeistoÎstroom op een willekeuri ge

schotel i s dan:

liL

₌

_Ll

(1

-

f

)/f

e e

De strippingseetie rekenen \'/e systematisch door als:

fe

=

(L /L _{1 n+l} )l/N

,

cD= (Sn+l _ S )/(Sn+l - 1) , e e e V n

=

L_n+_{l •} cD • (1 - cD) + V 0 • ( 40) ( 41) ( 42) ( 43) ( 44) ( 45) ( 46) ( 47) ( 48) ' ( 49) 18

DE HORTON-FRANKLIN METHODE

Een materiaalbalans rond schotel m van een absorber, waarbij de schotels worden genummerd van de top van de absorber naar de bodem,geeft de volgende vergelijking:

( 50)

X

m =aantal molen van de component in de vloeistof op schotel m per mol vloeistof die de absorber

binnenkomt;

Y

m =aantal molen van een component in de damp van schotel m per mol damp die de kolom binnenkomt; Lo =aantal molen absorptievloeistof;

V

N+l =aantal molen damp die de kolom binnenkomt.

stel dat het evenwicht tussen vloeistof en daIllp op schotel m kan worden beschreven door

( 51)

waarin Y

m en xm respektievelijk de molfracties in damp en vloeistof van een component zijn en Km de bijbe-horende evem'lichtsconstante"

Substitueer ~ en X

m_l van vergelijking (50) door ge -bruik te maken van de volgende betrelr~kingen:

( 52)

Schrijven we Y

m van vergel i jking (50) nu expliciet dan krijgen we de volgende uitdrukking:

We definieren nu een absorptiefactor A voor schotel m

als:

Substitutie van de absorptiefactor A in vergelijking (50) geeft dan: Y m

=

Ym+l + Am-lYm-l 1 + Am ( 53) ( 54)

Voor een absorber bestaande uit één enkele schotel wordt deze uitdrukking:

( 55)

Voor een absorber bestaande uit twee schotels wordt dit:

( 56)

Substi tueren vle de uitdrukking voor Y_l van vergelijking (55) in vergelijking (56),dan volgt hieruit na enige omwerking:

Op soortgelijke wijze vinden we voor een absorber die bestaat uit drie schotels:

( 57)

Y

3

=

(AlA2 + A2 + 1)Y4 + AlA2Lo/VN+l .Xo

AlA2A3 + A2A3 + A3 + 1

( 58)

De al gemene uitdrukking die we vinden voor een ~bsorber

met n schotels luidt:

( 59) \'Jillen we nu komen tot een vergeli jking waarin de

con-centraties in de kolom niet meer voorkomen dan moet Y

n vrorden geëlimineerd.Dit kan op de volgende manier geschieden.

Een overall materiaal balans voor de absorber met n

schotels luidt:

Substitueer nu vergelijking (52) in ( 60) hetgeen op-levert:

Lossen we hieruit Y_n op dan vinden we:

stellen we nu vergelijking ( 62 ) en ( 59) aan el kaar

gelijk dan is het resultaat:

( 60)

( 61)

( 62)

Yn +l - Yl 11..₁11.._{2 •••} An _{+ A2A3··· An +} .... + _An

( ₆₃₎

=

Yn+l 11..₁11.._{2 •} • .An + _{A2A3··· An + ••• +} A _n + 1

L _o X _A2A_3··A_{n + A3A}

_4··

_{An + •• + An +} 1

0 _•

Vn+_{l Yn +1} AIA2···An + A2A3··· An + ••• + A n ₊ 1

Een benaderde vorm van vergelijking ( 63) kan worden verkregen door X_o in termen van Y_o te schrijven en door aan te nemen dat de reeksen AIA2 ••• An enz. uitgedrUL~t

kunnen worden in een gemiddelde absorptiefactor A

e.(Ref.17) De vergelijking kan dan vereenvoudigd worden volgens

Souders (Ref. 18) tot de volgende vorm:

=

Schrijf men X

o niet in termen van Yo da...n is

waarbij volgens Edmister (Ref. 17 )

~

Ae

=

_(An(Al + 1) + 0,25)2 - 0,5

Smith (Ref.2 ) maakt bij de berekening van de

efficiency gebruik van een "recovery fractiel! f,die als volgt gedefinieerd is:

22

( 64)

( 65)

( 66) ( 67)

f

=

( 68)

hierin is S de strippingfactor en q de fractie van een component die zich ook in de absorptievloeistof bevindt. Komt een component alleen in de voeding voor dan \'Iel in de absorptievloeistof dan is q=O respektievelijk q=l. Vergelijking (63 ) is de uitdrukking voor de absorptie-efficiency van een absorber met n theoretische schotels.

De tweede term aan de rechterkéL'1.t van de gelijkheid is een correctieterm voor de aanwezigheid van componenten die zich zowel in de voeding als in de absorptievloeistof bevinden.

De afleiding van de vergelijkingen voor een stripper gaat op analoge wijze als die voor een absorber.Ten-einde vergelijkbare uitdrukkingen te krijgen is de

nummering van de schotels nu vanaf de bodem naar de top van de stripper.

De strippingfactor is voor een component op schotel m

van de stripper gedefinieerd als

De absorptie-efficiency

De"vermelde vergelijkingen kunnen worden gebruikt om de werking van een absorber (stripper) met n theoretische schotels te berekenen. Zowel de hoeveelheid als de samen-stelling van voedinggas en absorptievloeistof (stripgas) moeten dan wel bekend zijn.

Er zi jn tvree methoden ter berekening van de werkings-graad mogelijk. 23 11

I

11 I

I

!

- De eerste methode maakt gebruik van afzonderlijke

absorptiefactoren voor iedere schotel en voor iedere

component. Deze ahsorptiefactoren kunnen worden ingevuld

in de uitdrukking voor de absorptie-efficiency.

- De t'.:leede methode, die korter is, maakt gebruik van de

effectieve absorptiefactoren voor elke component.

Teneinde de effectieve absorptiefactor te kunnen

bere-kenen, moet de vloeistofstroom van de onderste schotel en

de dampstroom van de topschotel bekend zijn.

Horton en Franklin (Ref. 19) stellen dat het percentage

geabsorbeerd of gestript op elke schotel in de kolom constant verondersteld kan 'worden en dat de temperatuur-verandering per schotel evenredig is met de hoeveelheid overgedragen stof.

Deze aannamen kunnen mathematisch VlOrden weergegeven.

In het geval van absorptie door:

m T

J.:N+l - 1

( 70)

( 71)

Door gebruik te maken van deze empirische vergelijkingen

zijn He in staat de damp-vloeistofverhouding per schotel

te berekenen en de temperatuur van de schotel.

Op grond van deze aannamen zal het temperatuurprofiel

over de kolom geen onregelmatigheden kunnen vertonen"

Toepassen van deze methode en de gestelde aannamen

houd t dus in dat intercoolers , om een onregellna tig

tem-peratuurprofiel glad te strijken, hier niet aan bod

zullen komen.

Kennen · .... 'e verder de '.!!aarde van de evenwichtsconstante

Je voor elke component op iedere schotel, dan kan de

absorptiefactor voor iedere component berekend worden.

Voor de tweede berekeningsmethode i s alleen nodig de

vloeistof-dampverhouding en de temperatuur voor dat

punt in de kolom overeenkomend met de effectieve

ab-sorptiefactor van die component.Het beschouwde punt in

de kolom hoeft niet samen te vallen met een schotel.

Horton en Franklin stellen dat de effectieve absorptie

-factor bepaald moet '\'lorden op dat punt in de kolom 'waar

de stofoverdracht van de beschouwde component marginaal

zal zijn.

Voor de lichte componenten bij absorptie en de zwaarste componenten bij strippen moeten de effectieve factoren gekozen worden aan de bodem respektievelijk de top van

de kolom. Voor die componenten waarbij de grootste

stof-overdracht plaats vindt moet de effectieve factor rond

het midden van de beschouwde sectie worden gekozen.

De volgende richtlijnen zijn opgesteld voor componenten

anders dan het stripgas of de absorptievloeistof:

s Absürption _ _

I

N-n+1 I N Above 10 1.0 2.5-10 0.9 l.0-2.:) 0.8 0.25-1.0 0.7 Below 0.25 O.G Stripping n S -N 0-0.1 1.0 0.1-0..1 0.9 0.4-1.0 0.8 1.0-4.0 0.7 Above 4.0 0.6

De n vertegenwoordigt de plaats {'raarbij de effectieve

factor bepaald moet worden.Het aantal theoretische

schotels i s N.

Worden stripgas en absorptievloeistof toch meegenomen

dan moet de effectieve factor genomen Vlorden op de

plaats van intrede in de kolom.

.

,

Berekening van de absorber met een numerieke berekeningsmethode

Met behulp van de computer is voor de absorber een schotel

tot schotel berekening uitgevoerd zoals beschreven door

H2nson, Duffin en Somerville (Ref. 10 ). Zie Fig.4.

In verband met de onderlinge samenhang tussen de diverse

apparaten is in een vroeg stadium een aantal varia.belen

vastgelegd. De hoeveelheid en samenstelling van de

absorp-tievloeistof, de hoeveelheid en samenstelling van de

voeding in damp en vloeistoffase en de temperatuur

van de absorptievloeistof en V8n de voeding zijn zodoende

vastgesteld op grond V2.n de gegevens verkregen uit de

short-cut methoden en van de economische optimalisatie

V8.n de compressor-unit.

Als onafhankelijke variabelen resteren dan het

schotel-a8~tal in absorptie en strippingsectie en de gasbelas

-üng in de strippingsectie door middel van de warmtetoevoer

in de reboiler.

De gegevens vC".n de short-cut methoden zijn gebruikt om

een redelijke schatting te maken van het schotelaantal

en de gasbelasting in de strippingsectie.

Het program.rna berekent de samenstelling van het top- .

en bodemprodukt volgens het v:eergegeven stroomschema .

De evenwichtsconstanten voor elke component ,worden op

de verschillende schotels berekend met de vergelijking

K

=

exp( A/(T + 460.0) + B + C(T + 460.0))

waarin T de temperatuur in F is en A,B,C, te bepalen

const2.nten zijn.

( 72)

De constRnten A,E en C zijn bepaald door bij vijf

ver-schillende temper8.turen met behulp van de Chao & Seader

procedure de evenwichtsconstanten te berekenen.

.

..

De enthalpiën van elke component voor de vloeistof en dampfase worden berekent met de vergelijkingen

Hl

=

K.T + L

H

=

U.T + W

v

waarin: T: temperatuur inoF

( 73) ( 74)

K,L te bepalen constanten voor de vloeistof-enthalpie.

U,W : te bepalen constanten voor de dampenthalpie. De consta.nten K,L,U en W zijn berekend aan de hand van

enthalpiegrafieken voor de componenten en oliefracties ui t Maxwell (Ref. 9 ).

-

..

Figuur

4

....-- --- - - - -- - - - 1

cS

o

LEES: aantal componenten

-aant2_l schotels in de diverse secties

hoeveelheid en samenstelling van a

bsorptie-vloeistof en van de voeding in damp- en vloei-stoffase

temperatuur van de absorptievloeistof

temperatuur van de voeding

temperatuur op elke schotel (eerste schatting)

I

vloeistof en daIDpstroom v~naf elke schotel (eerste schatting)

constanten voor evenwichts en en voor elke der componenten toleranties

;

-

--

-

--

···

·

·

·

1

···

.

..

. ..

.. .

...

[SCHRIJF:

in~erge

g

eve

~-

~

J

-

--

--

---

-

-

-

-

--

----

1

-

-

-

-

-

----._--- ---~-_._---.-._-_._-_ ... ---_ ... -... ---

_._---en th81 pi e berekeningJ

BEREI<:EN: samenstelling van de vloeistoff2se op elke

-schotel met behulp vGn de striD~ingfactor

voor elke component volgens Methode 1 van Hanson, Duffin en Somerville

L--_____ _ _ --- - --- --- --- ---'

BEREKEN: recovery-fracties, top- en bodemprodukt

som van de molfracties op elke schotel

L -_ _ _ _ _ CONTROLE voldoende DE HAND VAN TOLERANTIE,8-' - --- -nauwkeurig 28

o

BEREKEN: temperatuur op elke schotel door middel

van een bubble-point bepaling:

K . • X.

=

1

1. 1.

enthalpiebalans voor elke schotel

volgens methode 2 van Hanson, Duffin en Somerville

correctie van temperatuur en vloeistof-en dampstroom vanaf elke schotel

SCHRIJF: s8~enstelling van de vloeistoffase op elke schotel

neen

samenstelling van top- en bodemprodukt in molfracties V8n elk der comnonenten

schotelvariabelen

warmtetoevoer in de reboiler

vïarmtebalans-gegevens voor elke schotel

JA

BESCHRIJVING VAN DE METHODE VAN WATKINS

Bij het begin van de berekening moeten bekend zijn:

a. Voeding: hoeveelheid en samenstelling, temp era-tuur en druk.

b. Lean oil: samenstelling, mogelijk temperatuur-niveau en maximum beschikbare hoeveelheid.

c. Vereiste terugwinning van zware sleutelcomponent . in de bodem en lichte sleutelcomponent in de top. Via een flashberekening volgens bijvoorbeeld de C11ao& Seader.procedure v~n de voeding bij de voedingstempe-ratuur, bepaalt men de samenstelling van voedingsdamp

en voedingsvloeistof.

Door middel van een iteratieve berekening vindt men de hoeveelheid sleutelcomponenten die uit de strip-per naar de absorber gaan. Aangenomen wordt dat de verhouding zware- tot lichte sleutelcomponent in damp- respectievelijk vloeistofvoeding gelijk is aan deze verhouding in het gas uit de stippingsectie res~·

.pectievelijk vloeistof uit de absorptie-sectie. Nu kan men de hoeveelheid geabsorbeerde lichte en zvvare sleutelcomponent berekenen. Met behulp van een absorptiefactorkaart (zie fig. 1 ) uitgaande van 10

schotels bepaalt men de absorptiefactor en met de I evenwichtsconstante bij een gemiddelde aangenomen kolomtemperatuur berekent men dan de L/V verhouding. De hoogste L/V verhouding wordt bepalend voor het ver-der ontwerp.

Met behulp van deze waarde en de evenvJichtsconstanten van de componenten lichter dan de sleutelcomponenten vindt men de absorptiefactoren van de~e lichte componen ten. De recovery-fractie wordt nu gevonden uit de

absorb-tiefactorkaart (bij 10 SChotels).

Hiermee bepaalt men de hoeveelheid lichte componenten in het voedingsgas van de absorptie-s~ctie, uitgaande Van de vereiste topsamenstelling.

Voor componenten zwaarder dan de sleutelcomponenten gaat men ervan uit dat de verhouding tot de z'vvare

sleutel-component gelijk is aan die in de voedingsdamp.

Nu weet men de samenstelling van de voeding van de

absorptie-sectie.

Hierna maakt men een comlJlete materi8é:"J- en warmtebalans

op de bovenste schotel en bepaal t op deze schotel tevens het vloeistof-damp evenwicht. Dit wordt gedaan volgens de volgende procedure:

Uit de absorptiefactorkaart (zie fig. 1 ) schat men de absorptie van alle lichte componenten. (N.B. de zware sleutelcomponent heeft een constante absorptiefactor).

De mate van absorptie van de lichte componenten kan,

wor-den geschat"daar de totale absorptie al vastgesteld is.

Bij de aangenomen temperatuur wordt de lean oil stroom, die vereist is om een bubble-point vloeistof te verkrijg-en, berekenël. met behulp van de geschatte hoeveelheid

ge-absorbeerd op de topschotel. Nu wordt er een gemiddelde L/V verhouding bepaald door het gemiddelde van L/V aan de top en L/V op de bodem te nemen. De absorptiefactor

van de zware component is dan (L/V) K

gem.· zware sleutelcomp. De evenwichtsconstante van de zware sleutelcomponent wordt bepaald bij de veronderstelde temperatuur. Deze waarde

moet gelijk zijn aan de aan~enomen absorptiefactor

voor de zware sleutelcomponent. Via trial en error zoekt men de juiste werktemperatuur.

De vrijkomencle warmte in de 8,bsorptievloeistof wordt

berekend als een isotherme condensatie bij de bereken-de temperatuur van bereken-de topschotel. De v\'armte moet opg e-nomen worden à.oor de lean oil. Als de berekende lean oil

te v,einig is om de hoeveelheid vIarmte op te nemen moet

een nieuwe berekening worden opgezet.

Het verlies van de lean oil via het topgas wordt

ge-schat door het maken van een dauwp1..mt sberekeninc op het

ui t g'38,nde gas bi j de bovenste schotel tem-peratuur.

De som van de neerstromende l eem oil en de le"n oil, die over de top verc1vlijnt, is de binnenkomende lerlll oil.

31

,

TlIet behulp van de absorptief:a,ctorka,9.rt en de gemiddelde temperatuur tabelleert men de massastromen van elke schotel.

Het temperatuurprofiel wordt bepaald door op elke plaat een bubble point berekening te maken op de afstromende vloeistof. Hieruit haalt men de gemiddelde a bsorptie-temperatuur.

Bereken de stijging van de lean oil temreratuur door de vrijkomende absor~tiewarmte per schotel te schatten.

Nu berekent men weer een gemiddelde absorptietemperatuur. Indien de eerder aangenomen absorptietemperatuur groter is als de aangenomen absorptietemperatuur, dan past men intercoolers toe om de leen oil terug te koelen naar zijn basistemperatuur • Tenslotte bepaalt men da.n het echte temperatuurprofiel.

De berekening van de strippingsectie gebeurt op analoge vvi j ze.

De hierboven omschreven methode van vVatkins hebben wij om de volgende redenen niet gebruikt:

a. Men varieert de lean oil hoeveelheid, terwijl wij deze ten behoeve van de compressor,van te voren vastgesteld hadden. Tevens is onze lean oil niet onafhankelijk van de voeding, hetgeen complicaties zou geven bij

de verandering van de lean oil hoeveelheid zoals dat in de berekening voor kem komen.

b. De samenstelling van onze lean oil is niet ideaal

want het bevat de lichte sleutelcomponent en lichtere

componenten.

c. Inde methode van Watkins rekent men met een maximum schotelaantal van 10 schotels.

DE CONVERGENTIE METHODE

De schotel-tot-schotel-berekening is de basis van

numerieke berekeningsmethoden zowel voor absorbers als destillatiekolommen.

Bij het gebruik van een computer is het niet bezwaar-lijk alle componenten in de berekening te betrekken.Bij multicomponentsystemen moeten de evenwichtsgegevens in een mathematische vorm,bijvoorbeeld een polynoom,ge-schreven kunnen worden.

De in eerste instantie berekende materiaalbalans zal in het algemeen niet direct kloppen.De correctie op de afwijking zal bij een schotel-tot-schotel-berekening

kunnen geschieden op grond van een convergentieprocedure, zoals bijvoorbeeld de theta-convergentieprocedure.

De theta-covergentiemethoden voor absorbers van Hardy

(Ref.22,23)en Holland (Ref. 31) zijn in overweging ge-nomen.

Haar om op groncl van de door hen voorgesteld.e

reken-wi j ze een goed lopend computerprograrruna op te stellen, leek ons gezien de ter beschikking staande tijd,geen haalbare zaak.

33

I

_I

'

i

l

•

DE GRAFISCHE METHODE

De voor een absorber benodiGde hoeveelheid absorptie-vloeistof respektievelijk stripgas,het aantal theo-retische sCDotels,de toe of af te voeren hoeveelheid warmte kunnen berekend worden met behulp van stof-balansen, warmte balans en en evemvichtsrelaties.

Deze berekeningen kunnen zowel grafisch als analytisch worden opgelost.

De grafische methode heeft het voordeel aanschouwelijk te zijn,terwijl weinig aannamen nodig zijn.

De analytische methode geeft echter nauwkeuriger ant-woorden wanneer van dezelfde aannamen wordt uitgegaan als bij de grafische methode.

De berekeningen worden voor een multicomponentsysteem reeds zeer complex en de grafische methode wordt er dan niet overzichtelijker op.

Daarom is voor een multicomponentsysteem de analytische methode,bijgestaan door een rekentuig,de enige methode •

TOEPASSING VAN DE METHODEN

EDMISTER METHODE

Rekenvoorbeeld

D~ eerste iteratieve berekening begonnen we met

N, = 8 , N t .

=

10 en 100 molls stripgas.Voor de

aos. s rlp.

resultaten zie tabel 3 •

Hierna hebben

wLi

de invloed van het schotelaantal in de absorber bekeken • Het resultaat hiervan was dat boven de 20 schotels nauwelijks enige verandering in de fractie geabsorbeerd te zien was. B~ de tweede iteratie gebruikten w~ _{Nabs .= 20 , Nstrip.= 10 en}

tevens verhoogden w~ d~ hoeveelheid stripgas van 100 naar .250 molis. Voor de resultaten zie tabel _• Aangezien er teveel werd geabsorbeerd en te weinig gestript wj,izigden wij het schotelaantal ,voor de derde iteratie,als volgt:N b _{a s.} =10 en N t · _{s rlp.} = 12.Voor de resultaten zie tabel 3 •

We schoten hiermee ons doel voorb~ daarom namen we weer N b _as. = 20 maar N t · -= 12 en 100 molls _{s rlp ..} stripga~ ,

De temperatuur van de voeding en de top wijzigden w~

in respectievel~k 55~C en 50~. Voor de resultaten zie tabel 3 (iteratie vier ).

Het percentage C) is nu lager als de eis ,maar het percentage C₂ is veel te hoog. Verhogen we nu weer de

stripgasstroom tot 250 mOlls dan vinden we de resultaten, vermeld bij iteratie vijf in tabel

3 •

Dit levert een duidelijke verbetering maar niet genoeg terwijl verdere verhoging van het stripgas zinloos

l~kt. Nu verhogen we de voedingstemperatuur tot 60~c

en verlagen de toptemperatuur tot

45°C.

Hierdoor zullen meer vluchtige componenten de absorber ingaan,vanuit de stripper,maar de lagere toptemperatuur voorkomt dat er teveel C) over de top komt. Vanwege het feit dat de stripper nu minder belast wordt verlagen we het strip--gas tot 200 mOI/s.DG resultaten hiervan staan vermeld

b~ iteratie zes in tabel 3 •

Wfi; zien dat de hoeveelheid C₂ over de bodem vermindert

Tabel 3. Resultaten Edmister methode

t

iteratie gew% C

3 in de bodem gew% C2 op C₃ in del

bodem I ! 1 87% 12,7% 2 _{96% 9,2%} 3 83% 12,8% 4 92% 12,5% 5 91% 9,0% 6 87% 8,5% 7 91% 7,1% 8 _{79% 5,2%} eis _{90 - 95%}

_{o -}

_2% 36

maar dat tevens het percentage C) daalt tot onder

onze eis van 90%. We verhogen nu de voedingstemperatuur tot 80 "C zodat vvaarschjjnljjk meer _{C2 over de top komt}

en tevens verlagen we de hoeveelheid stripgas tot 100 molls om te voorkomen dat er te weinig C

3 over de

bodem komt. De resultaten staan vermeld in tabel b~ iteratie 7. Deze resultaten z~n de beste die we bereikt hebben.

Trachten wjj nu door verhoging van het stripgas naar 200 molls de hoeveelheid C₂ te verlagen dan vinden we de resultaten vermeld b~ iteratie acht in tabel 3 •

Het C₂ percentage verbetert dus wel maar die van C

3

verslechtert zozeer dat men mag aannemen dat variatie van het stripgas nooit een bodemprodukt levert dat aan onze eisen voldoet. Variaties van

schotelaantal--len l~kt vr~ zinloos omdat dit b~ deze grote aantallen weinig effect heeft.

Uit bovenstaande kunnen we concluderen dat met behulp van de methode van Edmister w~ geen oplossing kunnen vinden. N.ogel~keI"_::~ze is dit te w~ten aan het feit dat w~ onze leanoil van te voren vastgelegd hebben. Een

andere mogel~kheid is dat de verwaarlozing van de temperatuur- en warmte-effecten, wat b~ de Edmister methode gebeurt', een zodanige invloed hebben dat wij op deze manier geen oplossing kunnen vinden.

Voor een berekeningsvoorbeeld zie tabel 4 en 5.

.

..

Tabel 4. Voorbeeld van net oereker.en van de striIJpir.3sectie vol,sens de methode van Edmiater.Lage druk krCtakproces.

I

I

i I -I

l':;/<~T~,---r~n

---r·-sn

_i

I

I

I

_I

Lstrip

I

i _{ti û}

I

Vl

I

V .

I

ie ' S Se <l> 0

I

I n+1

_I

I I I

I

I

I

T=80·C I

I

T=165·C!

I

I

I I f J _I i I

i

I

I I

,

I I H _1,69 I

I

°

37,41 6,51 ₁ 15,0 _{4! 57}

I

1

I

0 1 1 1 --2 _I I

!

_CH4

I

;

,

_I 9,19 1,60 i 3,65 1 1 ₁ 3,02

,

1

°

J.2,0

°

1 I i I

I

i

I

_!

C= _3,57 0,35 3,13 0,54 2,35 0,72 0,60 0,59 0,59 0,16 0,50 2

I

1

I

C2 4,77 0,45 1 1 2,73 0,48 2,69 _, 0,82 0,59 0,56 0,56 0,16 ₁ 0,47

!

2,"t7

I

0,75

I

I I I

I

.

_I

_-0,25 I C

₃

31,93 19,27 1,37 0,24- 0,34 0,32 0,32 1,78

I

10

3

i

_I

I

I

-0,28 161,74 10,01

I

1,23 0,21 2,32 [ 0,71

I

_0,30 0,28 0,28 1,99 1 : i 1 1

C4

_·1 [ 20,29 14,06 I 0,50 0,09 1,59 0,48 0,12 0,12 0,12 5,77 -0,57 I I I I I _{0,62 1,68 0,51 4,67}

I

i iC, 17,01

I

I

11,91 0,11 0,15 0,15 0,15 -0,55

I

! 'T I I I ! I

I

-0,55

I

nC

4 i 10,60 6,97 0,49 0,09 1,52 0,46 0,11 0,11 0,11 5,98

_I

Ic;

t I I

I

0,09 0,06 0,23 0,04 1,00 0,30 0,05 0,05, 0,05 12,90

1-

_{0 ,60}

I

•

I

iC 5 1,07 I 0,60 0,25 0,04 1,01 0,31 0,06 0,06 0,06 10,20

!

-0,51

_i

I

I _I I LGSLN

I

91,64 28,74 0,06 0,01 0,46 0,14 0,01 0,01 0,01 26,13 -0,30

I

! HGSLN

I

37,01 2,12 0,004 0,0006 0,07 0,02 0,0006 0,0006 0,006 89,50 -0,06 H S 17,12 5,48

I

2,5 0,44 4,5 1,37 0,72 0,64 0,64 0,04 0,61 2

I

co

I

I I ,

I

I

CO 2 0,38

°

12,0 2,09 11,0 3,35 1

°

1 0,51

°

5,5 0,96 7,0 2,13 1,30 0,99

°

0,99

P-

0,72 0 29,0 5,06 20,0 6,09 1

°

1 ~._ .. . -258,16 45,78 100,00 . 1,016 4,92

.,.

Tabel 5. "locr'ceeld va..."1. !lot berel-;:enen ·yur.. de absorptiesectie voleens

de J::ethode va."1 3dffiioter. LaGe druk lcraakproces.

I

Ifc

! l-f /î

I

L I Vn+₁ VI _{c c 0} X I An T=:oocl

I

I

I

I

_I

E2 35,16 34,29 I 0,03 37,41 0,03 1 I I I

I

CH, I _{13,17 11,20} 0,06 9,19 0,12 I

"tI

-I

I

C

2

5,82 4,48 0,09 3,13 0,34 6,60

I

I

I

C2 4,74 1 0,13 2,73 0,39

I

C

3

23,96 1,68 1,41 1,37

I

_I 0,79

!

c .. _-'

_I

11,89 1,51 0,87 1,23 0,88 c=

i

I _{8,00 1,04 3,86 0,50 2;15} 4

I

I

iC,J _t 8,19 0,61 _{2,53 0,62 1,7}t_r

I

I nC 4 4,01 0,86 1,96 0,49 2,20 I C; 0,02

°

0,04 0,23 4,68 ie 5 0,22 0,09 0,38 0,25 4,31 1 1

!

lGSLN 3,60 0,30 53,77 0,06 17,3 I{GSLN 0,07 0,03

I

24,21 _{0,004 299} :l2S 24,76 8,4 1

I

_0,45 I _2,5

I

0,43 1 I I

I

CO 2,16 1,93 0,02 12,0 0,09 CO 2 1,32 0,77 0,01

I

5,5 0,20 I H2 9,23 8,79 0,02 29,0 0,04 158,18 80,72 0,967 2,76 _90.00 I I

I

"]

Kl _""I , _. A Ae cp 0 T=45·C

I

I

45,0 0,03 0,03 0,03 0,03 I 0,03 0,02

I

7,6 0,15 0,15 0,15 0,15 0,03 • 0,02

I

I

2,6 0,45 0,42 0,42 0,42 0,04 0,4.0 2,0 0,57 0,50 0,52 0,52 1 0,04- 0,50 0,80 1,L1,4- 1,06 1,18 0,99 0,06 0,93 I 0,70 1,64 1,17 1,33 1 0,06 0,94 0,22 5,22 2,64 1 0,18 0,82

_I

I

,

.

0,86 0,31 3,71 2,16 1 '0,14 0,23 5,00 _I 2,67 1 0,18 0,82

I

0,09 12,49 5,26 1 I 0/4-4 0,5G 1 0,10 11,49 4,88 1 0,35 0,65

I

I

0,17 0,02 57,46 18,07 . 1 0,83 0,0008 14-36 300 1 1,12 -0,12

I

1,5 0,77 0,62 0,66 0,66 0,03 0,64 10,0 0,11 0,11 0,11 0,11 0,08 0,10 4,0 0,29 0,27 0,27 0,27 0,03 0,26

_I

23,0 0,05 0,05 0,05 0,05 0,04 0,05

DE HORTON-FRANKLIN METHODE

Rekenvoorbeeld

De voornaamste variabelen voor het ontwerpen van een absorber zijn:

Het aantal theoretische schotels in stripper en absorptiesectie.

- De voeding in hoeveelheid en samenstelling.

- De absorptievloeistof in hoeveelheid en samenstelling. - De kolomdruk.

De fractionele absorptie van de sleutelcomponent(en).

Het bepalen van het aantal theoretische schotels

Om een begim';aarde te vinden van het aantal benodigde theoretische schotels in de absorptie en strippingsectie van de kolom,is als volgt te werk gegaan.

Voor de sleutelcomponent in de absorptiesectie C= be-3 paalt men de evenwichtsconstante K bij de temperatuur in de top van deze sectie (50·C).Vervolgens maakt men een schatting van de vloeistof-dampstroomverhouding L/V voor de top van de absorber.Nu kan de absorptiefactor A

=

L/KV berekend worden.

Kent men de waarde van de absorptiefactor A,dan kan men aan de hand van J!'ig.13-15 uit "Handbook of Natural Gas Engineering" op grond van een gestelde fractionele ab-sorptie van de sleutelcomponent het aantal theoretische schotels aflezen. Zie Fig. 1.

Voor het bepalen van het aantal theoretische schotels in de strippingsectie gaat men op analoge wijze te werk als in de absorptiesectie.

De vloeistofstroom op de topschotel in de

absorptie-sectie is in grootte gelijk genomen aan de binnenkomende hoeveelheid absorptievloeistof.De dampstroom van de

top-schotel is benaderd door een schatting van het top-product,mede gelet op de specificatie-eisen.

De hoeveelheid stripgas in de strippingsectie werd vast-gesteld door middel van een IItrial and error" procedure. Stellen we een enthalpiebalans op over de

stripping-sectie dan vinden we tenslotte een sluitende enthalpie-balans bij een stripgasstroom van 162 mol/se

Door een massabalans over de bodem van de strippinf,sectie op te stellen vinden we een vloeistofstroom vanaf de

onderste schotel van 372 mol/Se

De temperatuur van de vloeistof in de bodem van de strippingsectie is berekend op basis van een "bubble-pointll _{bepaling van de uitgaande productstroom.Voor de} productstroom is een schatting gemaakt,rekening houdend met de eisen hieraan gesteld.Er wordt een bodemtempe-ratuur van 165·C gevonden.

Tabel 6. Bepaling aantal theoretische schotels JIJ in absorptie en strippingsectie

--,.--- , r

-sectie L V L/V _{KC= KC} A(S) N fractionele

mol/s mol/s 3 2 absorptie

Absorptie 90 85 1,05 0,9

-

1,19 10 95% C= ₃ (top)

stripping 372 162 2,30 2,7 1,17 6 _{90% C2} 1bodem)

De absorptiesectie

Het aantal theoretische schotels in de absorpticsectie

is tien.De temperatuur van de voeding,die gelijk is aa..n. de temperatuur van de binnenkomende absorptievloeistof, is vastgelegd op 40·C.De temperatuur in de top van de absorptiesectie wordt tien graden hoger genomen dan de temperatuur van de absorptievloeistof i.e. 50·C.

De vloeistof-dampsamenstelling van de voeding is bere-kend aan de hand van de Chao-Seader correlatie voor vloeistof-dampevenwichten.

Op grond van de gegevens kan een massabalans over de absorptiesectie worden opgesteld.Voor de hoeveelheid van elke component vinden we de waarden zoals vermeld in tabel 7.

Bepaal vervolgens de fractie ~ voor elke component die zowel in de voeding als in de absorptievloeistof voor-komt.Hiertoe deelt men het aantal mol/s van de

desbe-treffende component in de absorptievloeistof op de "total moles enteringil van diezelfde component.

De "recovery fractiell _{f wordt in eerste instantie}

ge-schat voor iedere component.Op basis van deze f berekent men de uitgaande top en bodemstroom van de

absorptie-sectie.

Het behulp van een enthalpiebalans kan de temperatuur van de uitgaande vloeistofstroom worden berekend.Bij het opstellen van de enthalpiebalans is er van

uitge-gaan dat zowel de mengv.farmte als de oploswarmte te

verwaarlozen zijn. Zie tabel

7

Vervolgens kan het temperÇLtuurprofiel van de absorptie-sectie en de damp-vloeistofverhouding op elke schotel worden bepaald aen de hand van de volgende vergelijk-l<tngen:

~

w

.,.

.

'

Tabel 7 Yloeisto:f-ü~~.::9st!'oo:n, ent!1.3.1pie })0r CO!:lpOn0nt

in de absorptiesectie

I I ~ ' ,_ , , ':..T -:.I

.---,._,

, ," I I

I

Y" .

I

L

I

to~a1

I

Cl I LUi t Y top 1 rty "

I

Hy HL I

--~

< "- '-L" , .

. h.,..l

I

0

I

me.Les I " ... r.,..l top 0 I u_" '"_ 1: ; , . . I : I ,

' r ,

~;

::1 ._. r. i I '

I

en-cenng I

!

'1:=40·C

!

T=50·C s:'=40·C

i

.

~=L~ IJ i .:.=L:; .~ . I ) I

I

I

~

I

"

.

_--~

:

-'- " - '''1 E-, .l.,;t:i t I

I

I I i i

i

H2 133 ,19 ' 0,027 I 33,22

I

0

I

0 0 33,2259922 74129 57! D J

i

I

CH 1 9 25

I

0,063 9,31 1 0,007 'I

°

I

°

I 9,31 53055 5,1,986 282 I G . 4 ' I , I

!

I C=2" 2,95 0,090 13,04

I

0,030

I

0,C51 0,15 1 2,89 24926 25122 562

i

9~2

o

'

_{C 2 8}

I

I

I '

I

0 0'3 ' 3,02 0,0<1.2 I 0,05 0,15 1 2,87 27126 27798 9 ' 0 : -.L,'1; O 2 ' - ' , - ,

I

I

-

I

v~-' --=') ~;' 2.:-!.C2 c= 3 C 3 C

4

iC₄ nC₄ C

₅

iC 5 LGSLN EGSLN :l2S CO 6,79 ... 7-' ) , . J ) 1,79 2,10 0,95 0,0032 C,040 0,45 0,006 6,51 1,66 CO 2 0,66 1,41 0,87 3,86 2,53 1 Of-,~o 0,036 0,38

I

I ::;-.: "7 I ././ J 1 24,21 0,45 0,018 0,009 8,20 4,20 5,65 4,63 2,91 0,039 0:42 5·~·". 22 2/,,22 6,96 1,68 0,57 N2 8,42

I

0,018 !-8,44 80,99 90,00 P. 70,99

I

0,17 1 0,95. 7,79 I 0,41 84934 5280 10912

I

60753 I · I 0,21 1 0,95', 3,99 1 0,21 43693 2839 I _, 7608

I

_, "_.J "'.ç"'7 r • • ,

I

1

I

! I I 0,68 1 5,65

i

0 29724 0

I

35426

i

52Ll2

I

4,63

I

0 33384 0

I

24037

I

0,55 0,67 0,93 0,90 1,00 1,00 1 1

I

1 1 1 1 ' I

I

I 2,91

I

°

I

'16969

°

I

18375 , 0,039! 0 62 0

I

394

I

'I 0,42

I

°

!

855 0 I 40""'. I I I . J ' I

i

54,22

I

°

I

15005 0

I

760128

I

i

21,.,22

I

°

I

216 .

°

385430

I

44/~'::5 27:5[/) lt32 :~:-'~S 77,-<;,:': I :;60J:7 j 6:9~3 :::j~:CS ;;6lC· -< ~~;:3 =:.~; 2223:; .:><~3 '

.

.

' •. ~ 1.,.:,"':', 'ïSlt",(:.:~ . .., .; ~;.:).~ :., .~' --'·i·':,":' 0,065 0,2

I

1,39 5,57

I

16993 154071 1179 1 O,Oll 0 1 0 1 1,68

i

3568 3825 39

I

°

:

c: I 0,013

°

1

°

1 0,57 1 2002 2127 27

I

0 : ij ';:6?; ; i ) 1 , / :

I

!

I

' 1 I 0,002 , 0 1

~

8,44 . 17623 18725

'---~~----

:

_-_~_L

.. __

.

2

__

11~.lÖ5,

56 1 ' 65 ,43 1 I .440563 230360

I

1?!r9<·61 11447514 jl36?725

I

1

~.

:;;

)

~

·-3\

-:

'

~ ... - I _ I I ___ _ _ _ .•

Vn+1 Vl l/N = ( ) V _{n VN+l} V - V rr _Tl 0 n (Tl T_{H+l )} -n+l =

-

-V

-

V_N 0

De resultaten van de berekeningen zijn weergegeven in

tabel 8.

De geschatte profielen worden nu gebruikt om de effec-tieve strippingfactor van elke component te berekenen.

De berekening is gebaseerd op een "trial and error"

procedure,aangezien de (N-n+l)/N verhouding in eerste instantie aangenomen moet worden om de strippingfactor

S

=

KV/L te kunnen berekenen. Kent men de waarde van

(N-n+l)/N dan is tevens n bekend;de plaats in de kolom

waarbij de effectieve strippingfactor bepaald'moet worden. Zie tabel 9.

De waarden van de vloeistof-dampstromen en de tempera-tuur voor een bepaalde n is te vinden uit grafieken

waarin deze variabelen zijn uitgezet tegen n.Kent men

ook de evenwichtsconstante K bij die temperatuur die behoort bij een zekere n,dan is de strippingfactor S te berekenen.

Deze berekende S moet op zijn beurt getoetst 'worden aan de aangenomen waarde.Op grond van de berekende waarde voor de strippingfactor wordt gecontroleerd of de

aan-genomen (N-n+l)/N overeenstemt met de waarde in de

tabel volgens Horton en :Franklin.

Absorption Stripping I s n N N-n+I S I N

I

- - 1 - -·1 -Above 10 2.5-10 1.0-2..'i 0.25-1.0 Below 0.25 1.0 0-0.1 1 0.9 0.1-0.·1 0.8 0.4-1.0 0.7 1.0-4..0 O. 6 A bovc 4.0 1.0 0.9 0.8 0.7 0.6 44