HF-Alkylatie van een C4 fractie

cl;

.

-,

Vakgroep Chemische Procestechnologie

~

Verslag behorende bij het fabrieksvoorontwerp

....

.

"

van ~'

T .. I.G Collot d'Esc'"ry,

N.A.C. Pau]I1{S, M.A. van Raaij

onderwerp:

HF-Alkylatie van een C

4 fractj~ -lulianalaan " ~7 -1628 BD, Delft )6<')00i C.'Fockstraat- 23 .2 6 1 3 De", Del f t I 16) 16» . a K.Onneslaan 119

3112 VD Schiedam CJI-O-.'IttlO_Y

7

'".

'Opdrachtdatum: 12 ,f ehl=ua ri '92

verslagdatum: 26 me i '92

V

91

C"M-,'",,(;f~ ~c.v (~kl­

c:.re

c1(,.tt'

é""J

~ ~ Jlká@.~d

~

'"

Opdrachtdatum:

Verslagdat um:

Literatuurstudie :

OVERZICHT TIJDSBESTEDING

behorende bij fvo nr: 2960 12 februari 1992

26 me i 1992

12 februari 1992 - 4 maart 1992 3 weken

Simuleren Chemcad: +/- 4 maart 1992 - +/- 1 april 1992

~

4 weken

Uitwerken FVO: +/- 1 april 1992 - +/- 6 mei 1992

5 weken

Verslag schrijven: +/- 6 mei 1992 - 26 mei 1992

3 weken Totaa 1 : 15 weken Ir\ C( Ct ..... oo·~r(' ·

p

lt<

~v\;"'j

1..

L

\

'3

I I

I

J

~

-, 0

l

\,

,

... "

i'

I i '--FVO nr. 2960

Fabrieksvoorontwerp voor de

HF -alkylatie van een C4-fractie

Door: TJ. Collot d'Escury J ulianalaan 87 Delft M.AC. Pauluis C. Fockstraat 23 Delft

M.A. van Raaij

Prof. K. Onneslaan 119a Schiedam

Technische Universiteit Delft, Faculteit de Scheikundige Technologie Vakgroep Chemische Procestechnologie.

Begeleider: drs. F.A. Meijer

I I I

I

}

(..., \../ FabrIeksvoorontwerp nr. 2960

Samenvatting

Dit fabrieksvoorontwerp is een onderdeel van het vierde jaars programma voor studenten scheikundige technologie aan de Technische Universiteit Delft. De fabriek produceert 2,2,4-trimethylpentaan (2,2,4-TMP) en diïsobuteen uit een C4-fractie van een FCC. Het octaangetal van de diïsobuteen stroom is 107,6 RON en het octaangetal van de 2,2,4-TMP stroom is 99,6 RON. Het proces is gebaseerd op een octrooi-aanvraag van het

Institut Français du Pétrol. Het proces bestaat uit een dehydrogenatie die bij 580°C en 13 bar plaats vindt, een oligomerisatie die bij 60°C en 12 bar plaats vindt, een scheidingssectie waar uiteindelijk het diïsobuteen wordt afgescheiden, een alkylatie die bij 30°C en 15 bar verloopt en tot slot een scheidingssectie waar het 2,2,4-TMP wordt afgescheiden. De diïsobuteenstroom heeft een kookpunt van 100,2°C bij 1 bar en de 2,2,4-trimethylpentaanstroom heeft een kookpunt van 96,2°C bij 1 bar.

Bij de dehydrogenatie wordt

t1.rP:

plaHn~) ~~~a!!'ê~~or gebruikt op een alumi na drager. De ~ jf-. conversie op molbasis 1éIlopzièhte van n~butaan is 28% en ten opzichte van isobutaan

l

is 6,2%. De oligomerisatie maakt gebruik van siliciumdioxide-aluminiumoxide (77,5:22,5) katalysator. De conversie op molbasis ten opzichte van isobuteen is 96%. De alkylatie vindt plaat met behulp van waterstoffluoride als katalysator. De conversie is ten opzichte van de butenen aflopend.

De productie van diïsobuteen en 2,2,4-TMP is op jaarbasis (8000 uur) respectivelijk 26,44*103ton en 40,98*103ton. De opbrengst hiervan is 98,7 mln. gulden per jaar. De benodigde investeringen zijn op twee manieren bepaald. De methode van Zevnik-Buchanan geeft een investering van 118 mln. gulden en de methode van Taylor geeft een investering van 211 mln. gulden. Bij de berekeningen is er vanuit gegaan dat de

investering het gemiddelde van deze twee is, namelijk 164,5 mln. gulden. Uitgaande van]

"i.f,.f-een prijs van fl.1,49 per liter diïsobut"i.f,.f-een en "i.f,.f-een prijs van flJ,

=

per liter 2,2,4-TMP " e "d",J, , wordt er een pay-out time (POT) van 3,5 jaar gevonden. De return of investment (ROl)

wordt bepaald aan de hand van een rechtlijnige afschrijving in 10 jaar en is 8.8% per jaar. Bij een levensduur van de installatie van 10 jaar wordt een netto internal rate of return (IRR) van 51% en een bruto IRR van 61% gevonden.

G 'S.\O\Jl~\ .. \r-tj'.'!)r") '''.'~ \)e;:;'~tl(,~ • IL HF.AJkylatle van C4 l \ I · l \,0 ... tA. Y i· ... ,.~ . ~ o .\( r"'(.ol·' .. ~"·'>(' I . . \ \ . .. C\. t \. t' '-. \ ~ ~ '"

J

\1\ (~ ( I:l v../) l .. I 1 < '-J' r

\Joo~ p.o(e'5. (l.lI.--uJ/>t

~I~ v.

A\ll)f'

"-C">ll'f.c.)

- ve 'y ... l l ; "' (\ \ .... I ". (, " : \) « ! I

{.,. v..-e i Lo. . " ~ ( ' " ~ l -I e

- - - - -Fabriekavoorontwerp nr. 2960

Conclusies en aanbevelingen

Conclusies *

*

* *

Het proces blijkt economisch rendabel te zijn. De netto IRR bedraagt 51 % (bruto 61%).

Het octaangetal van de diïsobuteenstroom bedraagt 107,6 RON met een eindpunt van 100,2°C.

Het octaangetal van de 2,2,4-TMP stroom bedraagt 99,6 RON met een eindpunt van 96,2°C.

Beide produktstromen zijn goede vervangers van aromatische en loodhoudende benzinecomponenten.

Aanbevolen wordt om van de de hydrogene ring en de oligomerisatie:

* *

* *

De kinetiek van de reacties goed te bepalen.

De aktiviteit van de gebruikte katalysatoren als functie van de tijd te bepalen. De invloed van hogere drukken bij de dehydrogenering te onderzoeken.

Alternatieven voor de volumineuse waterstofrecycle en hun effect op de investeringen te bestuderen.

Van de alkylatie verdienen de volgende aspecten aandacht:

* *

*

*

Grondig onderzoek te doen naar de optimalisatie van de relatief dure deïsobutanizer in verband met de nodige investeringen.

Het bepalen van de werkelijke interactieparameters van HF.

Nader onderzoek doen naar de theoretische achtergronden van de HF-regeneratie.

Minimalizeren van de HF-verliezen langs de propaanspui en in de aluminatorens.

Fabrieksvoorontwerp nr. 2960

3

, I..

Inhoudsopgave

Inhoudsopgave 1 Inleiding

5

} 1 2 Uitgangspunten ontwerp 6 I

u

2.1 Capaciteit 6

I

2.2 Specificaties van grondstoffen, hulpstoffen en utilities 6 2.3 Veiligheids- en gezondheidsaspecten 6 2.4 Specificaties van afvalstromen 8

2.5 Fysische stofgegevens 9

3 Beschrijving van het proces 11

,

.

₄

"-- Procescondities 13

4.1 De dehydrogenering 13

4.2 De oligomerisatie 13

4.3 De alkylatie 13

U 4.4 De scheidingssectie na oligomerisatie en alkylering 15

4.5 productspecificaties 15

5 Motivering en berekening van de apparatuur 17 5.1 De apparaten voor de dehydrogenering en oligomerisatie 17

5.1.1 Reactor R8 17

5.1.2 Reactor R9 17

5.1.3 Reactor R28 17

5.2 Apparaten voor de destillatie 18

5.2.1 Shortcut methode 18 5.2.2 Schotel ontwerp 19 5.2.3 Condensor ontwerp 20 5.2.4 Verdamper ontwerp 21 (.. 5.2.5 De Waterstoffluoride-regenerator 21 5.2.6 Regelen van een destillatietoren 22

5.3 Warm tewisselaren 22

5.3.1 Algemeen 22

HF-A1kylatle van C4

Fabrieksvoorontwerp nr. 2960 ₄ l _{5.3.2 Voorbeeld warmtewisselaar H2 24} 5.3.3 Fornuis F7 24 5.4 Pompen

25

5.4.1 Algemeen

25

y 5.4.2 Voorbeeld pomp P48 26 6 Massa- en warmtebalans 27 ( , 6.1 Balansen 28 '

-6.2 Stroomj componenten staten 34

7 Financiële analyse 43

'-J'

7.1 Opbrengst en produktiekosten 43

7.2 Arbeidskos ten 44

7.3 Investeringen 45

7.3.1 De methode van Zevnik-Buchanan 45

, ' 7.3.2 De methode van Taylor 46

7.4 Afschrijvingen 47 7.5 Onderhoudskosten 48 7.6 Economische evaluatie 48 ... Symbolenlijst 50 Literatuur overzicht 51 Bijlagen 52 ,-, HF.A1kylatI8 van C4

- - -

----~.

I

(~-I

l; ,-i \.j I ,v Fabrieksvoorontwerp nr. 2960

₅

1

Inleiding

Dit fabrieksvoorontwerp is gemaakt in het kader van het vierdejaars studie onderdeel van de faculteit Scheikundige Technologie aan de Technische Universiteit te Delft. Onze opdracht omvat het ontwerpen van een geschikt produktie proces voor fabricage van benzine uit butanen en butenen. Door steeds strenger wordende milieu-eisen zijn loodhoudende additieven taboe en wordt het gebruik van aromaten teruggedrongen waardoor de vraag naar alifatische benzine componenten met een hoog octaangetal steeds meer toeneemt. De produktie van deze componenten is mogelijk met behulp van alkylatie van isobutaan met lage olefinen (bij voorkeur butenen voor de vorming van iso-oktaan) waarbij waterstoffluoride (HF) of zwavelzuur als katalysator gebruikt kan worden. Het HF -proces heeft boven het zwavelzuurproces de volgende voordelen:

* * * * * * *

Er zijn minder zuurverliezen.

Het HF is makkelijk te regenereren.

Omdat het proces bij een lagere temperatuur kan plaatsvinden is het bereikte octaangetal hoger.

De reactoren zijn kleiner en simpeler van ontwerp.

Er kan koelwater gebruikt worden in plaats van koeling door verdamping van butanen uit het reactie mengsel.

Kapitaalkosten van het HF-proces zijn lager. Er is een lager roer/dispersie vermogen nodig. De nadelen zijn echter:

* * * Hoge onderhoudskosten. Strengere veiligheidsaspecten. Hoge licenciekosten.

Dat de voordelen opwegen tegen de nadelen komt tot uitdrukking in de produktiecapaciteit van de Verenigde Staten: In 1966 was daar de verhouding in capaciteiten tussen het HF-proces en het zwavelzuurproces één op drie terwijl in 1987 de verhouding vier op vijf is.

Over het HF-proces is in de literatuur niet zoveel te vinden, echter zijn er veel octrooien en octrooiaanvragen die verband hebben met dit proces. Dit geeft aan dat het proces zeer lucratief is voor de olieverwerkende industrieën.

Dit fabrieksvoorontwerp is gebaseerd op een Nederlands octrooi-aanvraag van het Institut Français du Pétrole te Rueil-Malmaison (lit.1]. Hierin wordt een proces beschreven van HF-alkylatie in combinatie met een dehydrogenering en een oligomerisatie. Het voordeel van dit proces is een grotere flexibiliteit ten aanzien van de voedingssamenstelling. De functie van de eerste twee stappen, de dehydrogenering en de oligomerisatie, is het verlagen van het alkaangehalte. De bij de eerste stap ontstane isobutenen worden in de oligomerisatie omgezet in diïsobuteen. De alkenen en het isobutaan die na de oligomerisatie overblijven zijn vervolgens in de goede verhouding voor een optimale HF-alkylatie. Op deze wijze is aanvoer van elders geproduceerd isobutaan niet meer nodig.

, ,

u

Fabrieksvoorontwerp nr. 2960

₆

2

Uitgangspunten voor het ontwerp

2.1 Capaciteit

Het ontwerp heeft een capaciteit van 200 ton per dag, ofwel 67.000 ton per jaar, aangenomen dat de fabriek 8000 uren per jaar in bedrijf is.

2.2 Specificaties van grondstoffen, hulpstoffen en utilities

Grondstof voor dit proces is de C4-fractie van een FCC-plant met als enige specificatie dat zij ontzwaveld is. Het proces heeft een grote flexibiliteit ten aanzien van de samenstelling van de voeding. De samenstelling van de voor dit ontwerp gebruikte voeding is hieronder weergegeven en is een typisch voorbeeld van zo'n C4-fractie afkomstig uit een FCC-plant.

Tabel 2.1: n-butaan isobutaan l-buteen isobuteen trans-2-buteen water totaal

samenstelling van een typische C4-fractie afkomstig uit een FCC-plant. 0,110 0,338 0,148 0,126 0,278

1

(2~

1,000 VVI a.SS C\. '2 vollA.\Me.

~

hAolc.L;r- 7

De katalysator voor de dehydrogenatie is platinaoxide op een alumina drager en de

katalysator voor de oligomerisatie is siliciumdioxide-aluminiumoxid~~ !!l~~ een 1

-

1

siliciumdioxide-gehalte van 77,5 gew. %. Voor koelingsdoeleinden woráCgë~~m~primeerlt---~ 0'(,

/,ar

etheen aanwezig geacht, omdat aangenomen wordt, dat dit ontwerp deel uitmaakt van

-een geïntegreerde raffinaderij. .' .t!l e ~ "le.V' . \ . ~"V~y

S (

I,J\t \

2.3 Veiligheids- en gezondheidsas.pecten

Het moge duidelijk zijn dat een aantal voorzorgsmaatregelen met betrekking tot de veiligheid van de werknemers getroffen moeten worden. Algemeen geldt voor deze installatie:

* Ventilatie van gesloten ruimten is geboden ter voorkoming van de vorming

..

...., ~ ~-'

)

I l . / Fabrieksvoorontwerp nr. 2960

₇

* *

c~~i\~

\ * ne. ~ ~( . c, ()- * * *

van brandbare en/ of explosieve gasmengsels in geval van lekkage .

De fabriek moet worden opgedeeld in een zuur en een neutraal gedeelte.

Alle leidingen waarin zich HF bevindt moeten apart gekleurd zijn.

Bij een bezoek aan de plant moet men zich aan en afmelden in de

controiroom.

Detectieapparatuur moet worden geplaatst op plaatsen waar gevaarlijke stoffen kunnen vrijkomen.

Waarschuwingsborden bij de installaties moeten aangeven met welke stoffen er gewerkt wordt en de inherente gevaren.

Er moeten strikte instructieprocedures bestaan en nageleeft worden door werknemers en contractors. t .ttV ov,vlerk.()l,<cA ,,"'- b"l~~f':>vut. i",~ Het gebruik van waterstoffluoride brengt met zich mee dat er een aantal extra veiligheidsmaatregelen moeten worden genomen. Het zure gedeelte in de fabriek wordt als verboden zone beschouwd voor mensen die geen specifieke HF-kleding dragen en geen HF-gevarentraining hebben gevolgd. De kleding, gereedschap en materialen die in het zure gedeelte gebruikt zijn moet in een neutraliseringsbad gespoeld worden. De kleedruimtes voor het personeel bestaan eveneens uit een zuur en een schoon gedeelte. In het schone gedeelte wordt de schone werkkleding aangetrokken en na een bezoek aan de fabriek wordt de vuile kleding in de zure kleedruimtes achtergelaten. De etsende werking van HF brengt met zich mee dat bij de nooddouches ook calciumbicarbonaatzalf moet liggen om de wond mee te behandelen. Na besmetting moet de patiënt altijd naar de bedrijfsarts om zich te laten behandelen.

Tabel 2.2 geeft de MAC-waarde, het vlampunt, de zelfontbrandingstemperatuur (Z.O.T.) en de explosie grenzen van de in het proces voorkomende stoffen.

, ... • -.-J I ' v • ...,1

.

FabrIeksvoorontwerp nr. 2960

₈

Tabel 2.2: MAC-waarden, vlampunten, Z.O.T. en explosiegrenzen van de in het proces voorkomende stoffen.

component MAC-waarde Vlampunt Z.O.T. (mg/m3) (OC) (OC) waterstof

-

-

-methaan

-

-

537 ethaan

-

-

515 propaan

-

-

470 propeen

-

-72,0 499 isobutaan

-

-

460 n-butaan 1430

-

635 1-buteen

-

-

384 isobuteen

-

-

465 t-2-buteen 1400 -73,3 320 1,3-butadieen 2200

-

415 2,2,4-TMP

-

-20,0 220 2-diisobuteen

-

-7,0 240 HF

-

-

-dodecaanzuur

-

-

-2,3-DMP

-

-

-(-) IS met beschikbaar

2.4 Specificaties van afvalstromen

Het proces kent vier afvalstromen:

*

*

*

*

Een waterstofspui.

Een stroom Acid Soluble OUs (ASO's). Een met HF verontreinigde propaan stroom. Bezonken HF uit twee condensatievaten.

Explosie-grens (vol% in lucht) 4,0-76 5,0-16 3,0-12,5 2,1-9,5 2,0-11,1 1,8-8,4 1,9-8,5 1,6-9,3 1,8-9,6 1,8-9,0 1,4-16,3 0,6-0,8 0,6-0,8

-De waterstofspui wordt geleid naar een opwerkingssectie waar het waterstof gezuiverd wordt. Deze stroom bevat namelijk ook nog methaan en ethaan. De ASO stroom kan als pure waste gezien worden. Het bezonken HF kan naar de HF regenerator terug worden geleid. De met HF verontreinigde propaanspui wordt na neutralisatie gebruikt HF-A1kYlatI8 van C4

Fabrieksvoorontwerp nr. 2960 ₉

u als brandstof voor de fornuizen.

'-" , 1 '-' u 1 , y I 1 \ 2.5 Fysische stofgegevens

De fysische stofgegevens zijn verkregen uit het programma ChemCad.

Tabel 2.3: Fysische stofgegevens van de gebruikte componenten in het F.V.O; Tcrit, Pcrit, V crit, molgewicht, kookpunt etc.

component T_{crit P crit} V_crit Molgewicht Kookpunt (K) (bar) (cm3/mol) (g/mol) (K)

(bij 1 bar) waterstof 33,4 12,8 65,0 2,0 20,4 methaan 190,6 45,4 99,4 16,0 111,7 ethaan 305,4 48,2 146,7 30,1 184,9 propaan 369,8 41,9 200,8 44,1 231,1 propeen 364,8 45,5 181,0 42,1 225,4 isobutaan 408,1 36,0 263,0 58,1 261,3 n-butaan 425,2 37,5 254,6 58,1 272,7 1-buteen 419,6 39,7 239,9 56,1 266,9 isobuteen 417,9 39,5 238,9

6

6

JJ

266,3 t-2-buteen 429,6 39,3 238,2 56,1 274,0 1,3-butadieen 425,4 42,7 220,8 54,1 268,7 2,2,4-TMP 543,9 25,3 425,6 114,2 372,4 ::J 2-diisobuteen 558,0 26,0 470,0

\

112,

~

(

m~

HF 461,0 64,0 69,0 20,0 292,7 water 647,4 218,3 63,5 18,0 373,2 dodecaanzuur 734,0 19,2 705,0 200,3 571,9 2,3-DMP 537,3 28,7 393,0 100,2 362,9 HF-A1kYlatI8 van C4

1 ,,'

I

I

_'J

I

FabrieklYOOl'ontwerp nr. 2960

₁₀

De K-waarden zijn bepaald

m~t bel!~n

het Peng-Robinson model

~"

:

drukken

in delen van het proces <:SUpercrit . zijn ten aanzien van een aan stoffen. De

interactieparameters van HF zijn in de literatuur en in ChemCad niet te vinden. Aan de hand van de waarden die ChemCad geeft voor water, zijn de interactieparameters geschat voor HF. Deze zijn:

Stof-HF Interactie-parameter Etheen-HF 0,065 Propaan-HF 0,400 Propeen-HF -0,430 Isobutaan-HF 0,480 N-Butaan-HF 0,480 2,2,4-TMP-HF -0,259 Diïsobuut-HF -0,259 HF.ÄikY1atle van G4

2

' 0

Fabrieksyoorontwerp nr. ~

3

Beschrijving van het proces

Het totale proces is opgesplitst in 6 delen:

* *

•

* *

•

Dehydrogenering

0

v ( I( """,,ti

~

o

ligomerisatie Fractionering na oligomerisatie Alkylatie Zuurregeneratie Fractionering na alkylatie . 11

t1

'1

cy

\ N (

W)'\

t>l,... C

ctl-

f

~

}.)( ~ c lel' fA.. ~ '" ~ ç

leL

·

u

VQ a Y

e \J ( IA

w"

c. ",l

sI,

~

1

i '-(;~ .

De meeste aandacht bij dit voorontwerp is gericht op de alkylatie en de fractionering. Deze onderwerpen worden grondig bestudeerd. De dehydrogenatie, oligomerisatie en zuurregeneratie worden globaler behandeld.

Als voeding voor het proces wordt een zwavelvrije C4 fractie van een FCC gebruikt. De voeding wordt opgemengd met de waterstofrecyclestroom (9) en de C4 recycle stroom (30). Voordat de resulterende stroom (2) de dehydrogeneringsreactor ingaat, wordt deze verwarmd met behulp van een aantal warmtewisselaars (H2 tjm H6) en een fornuis (F7). In de dehydrogeneringsreactor (R8) wordt een gedeelte van de alkanen selectief omgezet in voornamelijk isobuteen. De uitgaande stroom (4) geeft zijn warmte af aan de inkomende stroom en wordt hierbij afgekoeld tot 60°C (6).

De volgende stap is de oligomerisatie (R9) waarbij selectief het isobuteen wordt omgezet in diïsobuteen. De uitgaande stroom (7) wordt op druk gebracht (PlO) om vervolgens de fractioneringskolom (TIl) in te gaan waar waterstof, methaan en ethaan over de top komen. De condensor van deze toren wordt gekoeld met etheen. Een gedeelte van het topprodukt wordt gespuid om ophoping van lichte alkanen en waterstof te voorkomen. Het bodemprodukt (11) gaat vervolgens naar de depropanizer (T15) en de debutanizer (T19). Het topprodukt van de depropanizer wordt gebruikt als brandstof voor fornuis (F7). De bodemstroom (15) van de debutanizer bevat het gewenste diïsobuteen. Het topprodukt (14) van de debutanizer bevat het isobutaan en de butenen voor de HF-alkylatie.

Nadat de stroom (14) op een juiste druk gebracht is, die nodig is voor een juiste drukval over de nozzle in de alkyleringsreactor (R28), wordt deze eerst van zijn water ontdaan in de droogtorens (R24jR25). De uitgaande stroom (17) wordt opgemengd met een iso butaan recycle alvorens in de alkyleringsreactor (R28) ingespoten te worden. Op dezelfde hoogte wordt ook de stroom (19), afkomstig van de HF-regenerator, ingespoten. De totale reactor bestaat uit een combinatie van een stijgbuis (R28), een bezinkvat (V26), een zuurretourleiding die naar de koeler (H27) loopt. Een gedeelte van deze zuurretourleiding wordt naar de HF-regenerator geleid en daar ontdaan vanAcid Soluble

Oils (ASO's).

De organische fase uit de bezinktank (V26) wordt naar de deïsobutanizer (T34) geleid via stroom (22). Deze toren is nodig om een juiste verhouding isobutaanjalkeen in reactor (R28) te krijgen.

Een gedeelte van het topprodukt van de deïsobutanizer (T34) wordt in de HF-HF.A1kYlatI8 van C4

I \

,

( ' - ' '-...; Fabrieksvoorontwerp nr. 2960

₁₂

regeneratietoren (1'28) gebruikt als stripgas. Het andere gedeelte gaat naar de depropanizer (T40) die er voor zorgt dat met de spui geen duur isobutaan meegaat. Deze spui is noodzakelijk ter voorkoming van C3 ophoping in het alkylatiesysteem en wordt na neutralisatie gebruikt in fornuis (F7). Uit het bodemprodukt van de

deïsobutanizer wordt het resterende

HF

gehaald met behulp van twee Al₂0₃-torens

(R38, R39) voordat het ontstane alkylaat wordt afgescheiden met de debutanizer (T41). Het topprodukt van (T41) wordt tot slot opgemengd met de C4-voeding.

'-...,I '--, -' v Fabrieksvoorontwerp nr. 2960

₁₃

4

Procescondities

c - C. .:-- c:- ( --\ \ \ ~ 4.1 De dehydrogenering

Deze gasfase reactie wordt dicht bij het' thermodynamisch evenwicht uitgevoerd om selectief de alkanen -in dit geval de butanen- om te zetten in alkenen (voornamelijk isobuteen) zonder vorming van diënen ten gevolge van volgreacties. De hoeveelheid

7

waterstofgas is daarom groot: het reactiemengsel bestaat voor bijna 80 mol% uit

-waterstof.

Om deze endotherme reactie (reactiewarmte

=

1028 kj/mol) goed te laten verlopen wordt de voeding eerst met behulp van warmtewisselaars (H2 t/m H6) door de uitgaande stroom en vervolgens in fornuis F7 tot 580°C opgewarmd. Het fornuis wordt deels gevoed met het topprodukt van toren T15 en de geneutraliseerde spui van toren T40. Om een groot temperatuurverloop over de adiabatische reactor te voorkomen, wordt inter stage heating toegepast, waarbij de reactor kan worden gezien als opgesplitst in drie delen en het reactie mengsel tot drie maal toe in het fornuis wordt opgewarmd. De dehydrogenering vindt plaats bij een druk van 13 bar en de verblijf tijd van het reactiemengsel in de reactor is 5,9 seconden (voor berekening: zie hoofdstuk 6). De katalysator wordt eens in de acht dagen regegenereerd door een mengsel van lucht en stoom door de reactor te blazen.

Aangezien er geen kinetische gegevens gevonden zijn over de dehydrogeneringsreactie voor het door ons beoogde doel, is de conversie van dit procesdeel (0,28 op molbasis voor n-butaan en 0,062 voor isobutaan) gebaseerd op de gegevens van de octrooi-aanvraag [lit.1].

4.2 De oligomerisatie

Deze reactie wordt in de gasfase uitgevoerd met een zure siliciumdioxide-aluminiumoxide katalysator. De omstandigheden zijn gebaseerd op gegevens van de octrooi-aanvraag [lit.l] en zo gekozen dat selectief isobuteen reageert tot diïsobutyleen. De werkdruk is hier 12 bar en, aangezien de reactie exotherm is ( -177,6 kj/mol produkt), wordt de isotherme reactor op 60°C gehouden met koelwater. De verblijf tijd in de reactor is 1,1 seconde. De gekozen instellingen resulteren in een conversie van 0,96 op basis van isobuteen.

4.3

De alkylatie

Deze reactie vindt in de vloeistoffase plaats met waterstoffluoride als katalysator. De druk is zodanig, dat alle koolwaterstoffen ook in die fase blijven: 16 bar. Een andere vereiste, die ook in verband staat met de te gebruiken druk, is de afwezigheid van propaan om dampvorming te voorkomen. "--- -\ :: ?> 0 ~ 7

f [ p

J:ck : :

-[ R

11.

-LfJI::'-

Lp

[?Jo [R 11 -_ L \Z. t. ~l b

K

0 LR _ ~

,»

1 LiJ 1: KJo

c

C-\ 1\ c= C- c \ G C- _I C 1:':>0 1-

b

C 1 C 1\ C C

?--b

-... i '. I /( 'X, 1

(

---v I I ,-' Fabrieksvoorontwerp nr. 2960

₁₄

Een thermodynamische beschouwing van de beoogde reactie tussen iso butaan en de butenen met als product iso-oktaan, ofwel 2,2,4-trimethylpentaan (2,2,4-TMP) wordt gedaan aan de hand van een Gibbs-energie-analyse voor de reaktie van isobutaan en 1-buteen:

-ó,GO _{-(Ó,JfJ -TIl.S}o )

K

=

exp( T)

=

exp( T T - )

RT RT

waarin voor de enthalpie resp. entropie geldt:

(2)

o _ 0 ...L In 303)

Ó,S 303 - Ó,S 298 ..",. Il.Cp (298 (3)

Hieruit volgt, met de stofgegevens uit [lit.12] een evenwichtsconstante van 1,03. Voor de andere aanwezige butenen, isobuteen en 2-butenen komt men op vergelijkbare resultaten aangezien hun enthalpie en entropie in dezelfde orde van grootte liggen.

D-

Thermodynamisch gezien is er sprake van een evenwichtsreactie, maar er zijn veel fysische aspecten verbonden aan de alkylatie met HF, waardoor het evenwicht sterk naar de kant van het gewenste product verschuift. Men heeft te maken met twee vloeistoffasen, een anorganische en een organische fase. Isobutaan lost als enige koolwaterstof redelijk op in HF en het produkt wordt uit de zure fase verdreven waardoor de reactie toch verloopt. De fasen moeten zo goed mogelijk met elkaar in contact gebracht worden om een zo groot mogelijk grensoppervlak te creëren; de reactie vindt in de zure fase vlakbij het uitwisselingsoppervlak plaats. Voor dit ontwerp zijn de reacties aflopend beschouwd met een conversie van 100% op basis van de butenen. De molaire reactiewarmte is 78,5 kj Imo!. Dit is een gewogen gemiddelde van de reactiewarmten voor isobuteen, l-buteen en 2-buteen, die in een molaire verhouding van 10:1:10 de reactor binnenkomen. De temperatuur waarbij de reactie plaatsvindt i(30 °C. Van temperatuurverhoging in de reactor is nauwelijks sprake; deze is hooguit

r

e,

omdat de totale stroom (57,3 kg/s) voor 88 massa% uit HF bestaat, dat als warmtebuffer fungeert. Bovendien is de verblijf tijd laag (30 seconden) en wordt externe koeling toege-past.

Om nevenproducten te voorkomen dient de molaire verhouding isobutaanjbutenen groot te zijn; deze is bij dit ontwerp 7. Bij een lagere verhouding gaan de olefinen met elkaar polymeriseren, wat het rendement sterk verlaagt.

De reactor, bezinker en koeler zijn uitgevoerd in MONEL vanwege de aanwezigheid van

HF. ~~\M€~",,-J:>v.

De

~

.!le-

)

en fysische aspecten van de reactie zoals stofoverdracht en

reactiemechanismen, staan beschreven in [lit.8,13,14]. est te vermel~at de huidige informatie over de zeer complexe alkylatiereacties me

HF

vaak' gebaseerd zijn op ervaringsfeiten. Sommige onderzoeksresultaten zijn zelfs tegenstrijdig.

HF-AJkylatle van C4 I I 1

)(

I i I

I

(...."

Fabrieksvoorontwerp nr. 2960

₁₅

4.4

De scheidingssecties na oligomerisatie en alkylering

De fabriek telt zes destillatie torens en een HF-regenerator. De eerste drie torens (Tll, Tl5 en Tl9) behoren tot de alledaagse types. Toren Tll heeft echter een enorme doorzet aan waterstof waardoor de diameter van de toren op verschillende hoogtes sterk afwijkt. Toren T34, de deïsobutanizer, is een hoge, dure toren die ook nog in MONEL uitgevoerd is omdat er in de stromen HF voorkomt. Toren 40, de depropanizer, dient als een veredelde spui. Deze is nodig omdat anders het dure isobutaan ook verloren zou gaan. De energie die in toren T40 wordt gestopt is afhankelijk van het functioneren van toren T15. Toren 41 is een eenvoudige toren waarin het alkylaat van de C4 fractie ge-scheiden wordt. De HF-regenerator werkt met een grote hoeveelheid C4 die het HF over de top meeneemt. De grote reboiler zorgt voor voldoende damp in deze opwaartse richting. De vervuilingen, die uit polymeren en zure koolwaterstoffen bestaan, worden op de bodem afgetapt.

Omdat de druk in het gehele proces rond de 14 bar ligt wordt als toestand-vergelijking de vergelijking van Peng-Robinson gebruikt. Aan de parameterset die in ChemCad aanwezig is worden de interactie-parameters van HF met de aanwezige koolwaterstoffen toegevoegd. Deze parameters zijn gebaseerd op schattingen die aan de hand van o.a. water gemaakt zijn (§ 3.5). Met deze schattingen bleken de simulaties het meest overeen te komen met de praktijk zoals we die gezien hebben bij Shell en in diverse octrooien. Verder moet vermeld worden dat HF zich verre van ideaal gedraagt en in de dampfase cyclische verbindingen vormt. Dit gedrag hebben we in het ontwerp verwaarloosd. Om beginschattingen van de destillatie torens te krijgen is de Fenske-Undenvood-Gilliland

methode gebruikt. Bij de uiteindelijke dimensionering en schotel efficiëntie bepaling werd gebruik gemaakt van onder anderen Floodingcorrelaties, Zuidenvegcorrelaties en de

Baker Selfcorrelatie [lit.2].

-4=

~

\~\.Ojh{O'~~

4.5 Productspecificaties I-\I.l I,-lA»,cd ~ ptuctL\L\ ~{'O~

Uit de gegevens van ChemCad blijkt de Productstroom& di-isobuteen) een eindpunt van lOO,2°C en productstroom @ (2,2,4-TMP) een eindpunt van 96,2°C te hebben. Voorts is van beide stromen het Research en het Motor Oktaan Getal (RON, MON) bepaald aan de hand van de molaire fractiesamenstelling en de oktaangetallen per stof. De stromen hebben een RON van resp. 107,6 en 99,6. Voor het oktaangetal van een mengsel geldt het gewogen gemiddelde van de aparte oktaangetallen. De berekening is met behulp van de gegevens in de volgende tabel gemaakt:

Fabrieksvoorontwerp nr. 2960

₁₆

Tabel 4.1: Berekening van de oktaangetallen (ROM en MaN) van de productstromen

component stroom 7 stroom 24

molfractie RON MON molfractie RON MON

n-butaan 2,28e-3 94,0 92,0 5,76e-2 94,0 92,0

isobutaan 4,01e-4 102,1 99,0 2,12e-2 102,1 99,0

1-buteen 1,42e-2 110,5 80,0

°

110,5 80,0 isobuteen 1,21e-3 91,0 87,0

°

91,0 87,0 2-buteen 7,58e-2 86,0 83,0

°

86,0 83,0 1,3- 1,48e-3 84,0 79,0 0 84,0 79,0 butadieen 8,12e-2 100,0 100,0 0,919 100,0 100,0 2,2,4-TMP 0,823 103,5 86,0 1,32e-3 103,5 86,0 di-isobuteen 1 107,6 92,2 1 99,6 99,4

Is

1.

Ó

IV )

H ()

IJ

HF-A1kYlatie van C4

. .J

Fabrieksvoorontwerp nr. 2960

17

5

Motivering en berekeningen van de apparatuur

5.1 De reactoren

5.1.1 Reactor R8 (Dehydrogenering)

De dimensionering van de reactor is tot op zekere hoogte gebaseerd op de gegevens van de octrooi-aanvraag [lit.1], omdat ons geen kinetische gegevens van de dehydrogenering bekend zijn. We gaan uit van een relatief lage Liquid Hourly Space Velocity (LHSV =

2/h) in vergelijking tot wat gespecificeerd wordt in het octrooi om zo de conversie, die wij beogen, te halen. Deze keuze is gemaakt, omdat de reactie bij ee!!:-~e druk!

plaatsvindt dan voorgeschreven in het octrooi. De doorzet bedraag~m3 /hr, omgewerkt in standard liquid flow is dit 49 m3/h.

Een LHSV van 2/h betekent een vloeibare doorzet van twee maal het katalysatorvolume per uur; er is dus 25 m3 aan katalysator nodig. De porositeit van het gestorte bed is 0,4 zodat het totale reactorvolume 41,7 m3 moet bedragen. De verblijf tijd, gedefinieerd als reactorvolume per gasvormige doorzet, bedraagt dan 5,9 seconden.

$ ) j f. ':L W"_ ~ - S

J

'Sec

"1 "'"

1/.,

. " 5.1.2 Reactor R9 (oligomerisatie)

Met een LHSV

=

I,5/h als streven en een gasvormige doorzet van 2800 m3/h die overeenkomt met een vloeibare doorzet van 52 m3/h is bij de oligomerisatie dus 34,7 m3 aan katalysator nodig. Rekening houdend met een bedporositeit van 0,4 dient deze reactor 57,8 m3 groot te zijn. De hieruit resulterende verblijf tijd bedraagt 1,1 seconde. Koeling voor deze als isotherm gemodelleerde reactor geschiedt met koelwater, dat in een aantal buizen door de reactor wordt geleid. Om de geproduceerde warmte (1.3 MW) af te voeren moet, rekening houdend met de maximum uitgangstemperatuur van het koelwater (40°C), 56 m3/h koeling gebruikt worden.

~)

5.1.3 Reactor R28 (De alkylatie V26, H27 en

R.2..J)-

-.----...

De laatste jaren is bekend geworden Jlat de cárbonium- kettingreacties, die optreden tijdens alkylatie, zeer sAeLgaaIt:..~ridat snelheid bij de genoemde procescondities niet door chemi che

O~;=?T~~~venwichten

beïnvloed wordt, maar voornamelijk door sisCh' -evenWlC ten. TIaarom is er zeer veel onderzoek gedaan naar het reactoro erp. Dit wordt geïllustreerd door de zeer grote hoeveelheid oktrooien voor alternatieve ontwerpen. Het onderzoek is vooral gericht om een optimale emulsie van de twee niet-mengbare vloeistoffasen.

Onze keuze is gevallen op een reactorontwerp, gebaseerd op een oktrooi van de Phillips

Petroleum Company. Dit ontwerp is een geïntegreerd geheel van twee reactorbuizen, een bezinktank en een koeler. Het heeft als belangrijkste voordeel boven andere reactorontwerpen dat er geen bewegende delen aan te pas komen, waardoor de investerings- en onderhoudskosten relatief laag zijn. De organische fase wordt onderin HF-Äikylatle van C4

G

8j ~ 0 L( ;

j

k(

,V'.l CJ.,4;.. 04,>(

'1

J t: V " c.) ..

t. $ IA V

r.

t-"';. i á

<:

1 ( I'- (') •

3

i)

vu C-I/") c.~ -< ~ " { \.'\ \, (I Cf 'f

c~ ,',. ~

Fabriekavoorontwerp nr. 2960

I

18

de verticale reactorbuizen in nauw contact

I

gebracht met het recircuier nde zuur met

behulp van pipeline eductor mixers, die de~iïlsëiieTase ] hs er eren in

.he.

ure Met

een koolwaterstof-doorzet van 42,1 m3/h en een drukverschil over de nozzle van 1 bar

wordt een Reynoldsgetal Re = 3*105 bij de mond van de eductor. Dit resulteert in een

zeer fijne emulsie en een turbulente propstroom [lito 6]. De emulsie krijgt een opwaartse

beweging doordat de organische fase een lagere dichtheid heeft dan het zuur. De impuls van de ingespoten organische fase wordt deels in verticale richting overgedragen, wat ook bijdraagt aan de opwaartse beweging.

De verblijf tijd in de reactor is 30 seconden [lit.7,8]. Met een totale doorzet ( zuur en

koolwaterstoffen) van 231 m3/h resulteert dit in een reactorvolume van 1,925 m3. Om

propstroom over de hele lengte van de buis te verkrijgen en het mengvermogen van een

eductor optimaal te ben~!ten 'worden tw~~.r~!elle r~_actoren (samen R28) gebruikt v,\n

elk 0,963 m3, met ee~/diameterverhouding van ~ ! ~ ol\l ..

\,oe".v

'-U~

..ttUtJ

.

Het mengsel van zuur en komwaIë"illOffën KomëÏÏDoven uit in een gemeenschappelijk

bezinkvat V26 van 77 m3, waar heta<fffiinutê1!)e tijd heeft om weer in twee fasen te

scheiden. Toepassing van straightening vanes, die de overgang van turbulente stroming

naar laminaire stroming bevorderen, zijn aan de voorkant van het vat geplaatst om het bezinkproces te versnellen.

De koolwaterstoffen worden als stroom 22 naar de fractioneringsectie geleid; het zuur

zakt in de zuurretourleiding naar koeler H27, die met water gekoeld wordt.

5.2 Apparaten voor de destillatie

5.2.1 Shortcut methode

'bnll,.~

~ ~.~

,,(;)1 J

tjf.l.l.tJ

Bij de Fenske-Underwood-Gilliland methode wordt eerst de relatieve vluchtigheid (aij)

van de componenten bepaald: I Q ~ , " \ \ ( ,

n\Atl-('V I , " ' .

VL- \ ~

o.i.-. \j.l'!5 i

J

i .. ~(t 0 u { I{

~

VV\~

V"'"

JJ

\l

\( otoVv- (4)

Het subscript dis slaat op de concentratieverhouding aan de top, het subscript bot slaat

op de verhouding in de bodem. Bij N_min wordt de reboiler meegerekend. aij is de

verhouding van de K-waarden die met behulp van een flashberekening verkregen worden. De minimale re flux verhouding wordt gevonden met behulp van de Underwood relatie:

e\SR~

U,l·X F1 U,2·X F2 U,3·X F3 1 (5) ,-d vllA(\..:L

- - + + + . . . .

=

-q

U,l -8 U,2 -8 U,3 -8

I

a is de relatieve vluchtigheid ten opzichte van een willekeurig referentie component€) De vergelijking heeft verschillende oplossingen. De oplossing die tussen de lichte en

~-HF-A1kylati8 van C4

~'k..(

g (. 0(

LK

'--' J

Fabriekavoorontwerp nr. 2960

₁₉

zware Q-waarden ligt wordt gekozen. Vervolgens vindt men uit de volgende relatie Rmin'

~ «1"Xd1 «2 'Xd2 «3 'Xd3 l+R. = + + + OUD «1-6 «2 -6 «3-6

?

\ , '2.. (6) ---.

De uiteindelijke reflux wordt een facto( 1.3 'groter genomen dan Rmin' Tot slot wordt de Gilliland-correlatie gebruikt om het wefKéfiJke aantal theoretische schotels te bepalen:

D ')' _.

l/.?

_\.

,

_\

N-N R-R 0.5668

(~t>_"l

1

)

_~mm='

=

O.75-0.75( min) -:. G·1 ':i \ - . 3-t \ (7)

N+l R+l ic"- "

Omdat bij het simuleren van de fabriek in ChemCad voortdurend de specificaties van de kolom moesten worden aangepast werden de shortcut berekeningen ook in Chemcad uitgevoerd.

5.2.2 Schotelontwerp

Het schotel ontwerp bestaat uit en aantal onderdelen die in een MathCad programma zijn samengevat (bijlagen 1). Bij elke toren werd gekeken naar de orde van grootte van de stromen in de toren. Aan de hand van deze resultaten, die verkregen werden met ChemCad, werd bepaald van welke schotels een ontwerp gemaakt moest worden en welke schotels gelijk zijn aan een bepaald ontwerp. bij het ontwerp werd gekeken naar de volgende criteria: * * * * * * * Stroming Valpijp capaciteit Doorregenen Mogelijke doorzetvermindering

Zuiderweg correlatie voor schotel efficiëntie Murphree dampfase schotel efficiëntie Section efficiëntie (flooding) (downcommer backup) (weeping) (possible turndown) (EMV) (EO) De variabelen die gevarieerd werden bij het ontwerp waren de:

*

*

* * Schotel diameter Overlooprandlengte Hoogte van de schotel

Totale oppervlakte van de schotelgaten

(D) (Hs) (Ah)

(weir lenght)

De maximale belastingsfactor van de stroming (loadfactor at flooding) werd verkregen uit een aantal capaciteitscurven uit het dictaat scheidingsprocessen 11 van professor R. Krishna [lit.2]. Het schotel ontwerp kwam op toren TIl na neer op het ontwerp van schotel 2, de voedingsschotel - 2, de voedingsschotel, de voedingsschotel

+

2 en de voorlaatste schotel. Tussenliggende schotels werden als gelijke beschouwd. Het aantal

u

,

~/

Fabriekavoorontwerp nr. 2960 ₂₀

praktische schotels werd per sectie met de sectie-efficiëntie berekend. Er werd hierbij uitgegaan dat de vloeistoffase op de schotel goed gemengd is. Omdat in toren Tll een zeer grote waterstofstroom vanaf de voedingsschotel direct naar de top loopt en de afzonderlijke theoretische schotels geen gelijkenis vertoonde werd hier van elke schotel een afzonderlijk ontwerp gemaakt. In de bijlagen wordt een voorbeeld van de berekening en van elke toren de berekende gegevens gegeven.

Het topprodukt van de depropanizer Tl5 wordt gebruikt als brandstof in fornuis F7. Het topprodukt van de depropanizer T40 wordt afgevoerd naar de zure spui-installatie.

5.2.3 Condensorontwerp

De afmetingen van de condensoren die bij de verschillende torens gebruikt worden, werden gedimensioneerd met behulp van een aantal berekeningen uit Coulson en Richardson [lit.3] die in een MathCad programma zijn samengevat (bijlagen 1). De fysische constanten die bij de verschillende damp en vloeistofstromen behoren worden verkregen uit de resultaten van de statische simulatie in ChemCad van de fabriek. Als koelwater wordt rivierwater met een tempera,tg.UI .\Zan 20°.c.,..~~men. De maximale temperatuurstijging van het k~?~wateJ:.is_~.Ç, .. Q~-Ë~ilin §.f~çto.r...van rivier water is vrij hoog, deze wordt dan ooQp 6000 W /m 2

rC

_{gesteld. .~5LCO or van toren 11}

gebruikt in plaats van water etheen als koervloeiSfof:TI ve ilin sfactor an etheen is 5000 W /m 2

re.

De Bij het ontwerpen van de condensoren wer

ge

eken naar de

volgende criteria:

* Aantal U buizen (NUT) * Condensatie coëfficiënt = hcb (CU =hcb) * Globale coëfficiënt = Uo (U=Uo)

* Drukval over mantelzijde (óPs)

* Drukval over buizen (óPt) De variabelen die gevarieerd werden bij het ontwerp waren de:

*

*

* *

Lengte U buizen

Binnen en buiten diameter U buizen Aantal passages Rangschikking (Tl) (di/do) (Np) (pitch Pt)

De condensor van de torens Tll en Tl5 zijn partieel. De condensor van de torens Tl9, T34 en T40 zijn volledig. Doordat het waterstoffluoride over de top van de deïsobutanizer en depropanizer T34 en T 40 gaat is de concentratie van deze stof in de top van de kolom zo groot dat er twee vloeistoffasen ontstaan. Het condensorvat van deze torens bevat daarom een bezinkgedeelte voor de afscheiding van het waterstoffluo-ride.

.-..-'

Fabrieksvoorontwerp nr. 2960

21

5.2.4 Verdamperontwerp

/ . -~

Alle verdampers zijn van he /type Kettle. Evenals bij het condensorontwerp zijn de berekeningen van de verdampers evat in een MathCad programma (bijlagen 1). De methode van berekenen is afkomstig uit Coulson en Richardson [lit.3] en de fysische constanten van de stromen zijn afkomstig uit de statische simulatie van de fabriek. De verdampers worden gevoed met stoom die per verdamper een aparte temperatuur heeft. Er is voor drie kwaliteiten stoom gekozen: 125°C en 2 bar, 175°C en 8,91 bar, 250°C en 32 bar. De temperatuur is zo gekozen dat deze ongeveer 20°C tot 50°C boven het kookpunt van het bodemprodukt ligt. Bij het ontwerp van de verdampers wordt naar de volgend criteria gekeken:

* * * * Aantal U buizen Warmte overdrachtscoefficient Oppervlakte dampsnelheid Omtrek verdamper

De variabelen die gevarieerd werden bij het ontwerp waren de:

* * * * Bundeldiameter Rangschikking

Buiten en binnen diameter pijpen Lengte van de buizen

(NUT) (U=Uo) (Vvs) (Db) (pitch) (NI) (do/di)

De warmte die he stoom overdraagt is de condensatiewarmte van het stoom. Voor de stoomcondensatiecoefficient wordt bij elke verdamper op 8000 W /m 2

rC

_genomen.

5.2.5 De waterstomuoride-regenerator

Doordat HF in de dampfase polycyclische verbindingen met zichzelf vormt geeft het een extreem niet-ideaal gedrag. De waterstoffluoride-regenerator kon daarom niet volledig worden uitgewerkt omdat de thermodynamica uit ChemCad niet in staat was de evenwichten in deze kolom te beschrijven. De nieuwste versie van ASPEN-Plus heeft zelfs een apart model voor damp/vloeistof evenwichten van HF. Over de vorm en grootte van de regenerator kan wel in beperkte mate wat worden verteld.

De regenerator bestaat uit een toren met zeefplaten waarop van boven naar beneden het met ASO's vervuilde HF loopt. Het vervuilde HF wordt vooraf gekoeld zodat het niet direct in de dampfase overgaat. Van onderaf worden grote hoeveelheden verwarmde isobutaandamp omhoog geblazen die het HF mee naar de top nemen. De ASO's zijn te

zwaar om te verdampen en worden op de bodem afgetapt. De damp die boven uit de

regenerator komt wordt tenslotte gecondenseerd. De toren zal ongeveer 10 tot 15 schotels hoog zijn met een schotelhoogte tussen de 50 en 70 cm.

v

FabrIeksvoorontwerp nr. 2960

22

5.2.6 Regelen van een destillatie toren

Aangezien in de basis tekening de regelstructuren voor de destillatietorens zijn weggelaten wordt in deze paragraaf een aantal mogelijke structuren besproken. Allereerst zal bij iedere toren de vloeistofhoogte op de bodem en in het condensorvat geregeld worden met behulp van respectievelijk de bodemafloop en de destillatiestroom. De destillatiekwaliteit wordt in de meeste gevallen alleen met de reflux geregeld. In praktijk zien we echter dat door een variërende voedingsstroom (meestal het gevolg van

de bodemvloeistofhoogteregeling van de voorgaande kolom) de topkwaliteit varieert. De

J

vJ

d

.

sampletijd van kwalitatieve bepalingen ligt meestal rond de 15 minuten waardoor voor \

~

y.

de beheersing van de topkwaliteit naast de feedback regeling van de reflux ook gebruik \t.. v

I

\)w-gemaakt kan worden van een feedforward regeling die reageert op de grote van de voedingsstroom. Het voordeel is dat sensoren die stroomgrootte meten sampletijden van 30 seconden tot 3 minuten hebben.

De bodemkwaliteit wordt geregeld met de schoteltemperatuur. De schotel waarvan de temperatuur wordt gemeten ligt meestal midden tussen de bodemschotel en de voedingsschotel. Deze regeling kan als een verkapte feedforward regeling worden gezien omdat bij een voedingsstroomtoename het effect eerst op de bovenliggende schotels wordt gemeten voordat het effect in de bodem merkbaar is.

De top en bodemkwaliteit kunnen uiteindelijk ontkoppeld worden om een beter

regelgedrag van de kolom te krijgen. De meest eenvoudige manier is om een Rosenbrock

of een shinskey compensator te gebruiken. Het nadeel van deze compensatoren is dat ze alleen maar voor het stoorgedrag of voor het regelgedrag te optimaliseren zijn.

5.3 Warmtewisselaren

5.3.1 Algemeen

Q\,o~

-·i -.

_'.

-

_{.' '-J}

t

'_.-,

!Iop

- Q l Cl

P

...

'.

.

.. ..

L-~-' '. - > T b II t

De warmtewisselaars H2 tot en met H6 zijn berekend volgens de methode die beschreven is in Chemical Engineering volume 6 [lit.3]. Een korte samenvatting daarvan volgt hieronder.

Om het benodigde warmte-uitwisselende oppervlak (A) te bepalen wordt de totale

warmtestroom (Q) gedeeld door een schatting van de warmte-overdrachtscoëfficient en

door de gecorrigeerde gemiddelde temperatuur.

A = (8)

De gecorrigeerde gemiddelde temperatuur wordt verkregen door het logaritmisch

temperatuursverschil (óT_1n) te vermenigvuldigen met een correctiefactor Fr

u

v

\ .. J

FabrIeksvoorontwerp nr. 2960

23

(9)

Deze correctiefactor wordt bepaald met behulp van een grafiek uit Chemica! Engineering (fig. 12.20, blz 531 [lit.3]).

Het .logaritmisch gemiddelde temperatuursverschil wordt berekend met behulp van de volgende formule: Hierin zijn: óT_1n Tl T₂ tI t₂ (Tl _-t2) -(T_{2 -tl)} (T_t-t 2) l n -(T₂-t_l)

=

logaritmisch gemiddeld temperatuursverschil

=

inlaat temperatuur aan de mantelzijde

=

uitlaat temperatuur aan de mantelzijde

=

inlaat temperatuur aan de pijpzijde

=

uitlaat temperatuur aan de pijpzijde

(10)

Als het totale warmte-uitwisselende oppervlak bekend is, dan kan het aantal buizen wat gebruikt moet worden uitgerekend worden. Er wordt gebruik gemaakt van buizen met een lengte van 6 meter, een buitendiameter (do) van 16 millimeter en een binnendiameter van 12 diameter. Dit zijn de langste en dunste buizen die standaard geproduceerd worden voor warmtewisselaars.

Het totaal aantal buizen (N) wordt gevonden door het totale oppervlak te delen door het oppervlak van één buis (Abuis).

A N =

-AbuÎ.f

(11)

De gassnelheid door de buizen voor een hoge druk gas moet een waarde hebben tussen de 5 en 10 meter per seconde om vervuiling in de buizen te voorkomen. Tevens moet de gassnelheid door de buizen ook niet te groot zijn, aangezien anders de drukval over de warmtewisselaar te groot wordt. De gassnelheid wordt gevonden door het debiet door de warmtewisselaar (op gas) te delen door de totale doorsnede van de buizen (Abuistot).

v

=

<I> gas

gas A

bumor

(12)

De gassnelheid kan nu nog gevarieerd worden door het aantal tube passes te vergroten. Dit wil zeggen dat een zelfde buis meerdere malen door een warmtewisselaar gaat. Hoe meer tube passes er zijn, des te groter de gassnelheid door de buizen is.

De bundeldiameter (Db) van de warmtewisselaar wordt gevonden met de volgende formule:

Hierin zijn Kl en n_l constanten die afhankelijk zijn van het aantal passes en de layout HF .. A1kYlatie van C4

Fabrieksvoorontwerp nr. 2960 t Db=d

*

(!!..)-;;;

o K 1

24

(13)

van de buizen. Er is gekozen voor een square pitch layout, omdat zo de buizen van buiten makkelijker schoon te maken zijn.

Als de buitendiameter gevonden is, dan kan met behulp van een grafiek uit Chemica1 Engineering (fig. 12.20, blz 522 [lit.3]) de mantel-bundel afstand gevonden worden, zodat het gas door de mantel heen ook nog goed kan blijven stromen. Deze afstand opgeteld bij de bundeldiameter geeft de totale diameter van de warmtewisselaar.

5.3.2 Voorbeeld warmtewisselaar H2 Voor deze warmtewisselaar geldt dat:

Q = 1900 kW U

=

50 W/m2K óT_1n

=

98,5

oe

De totale warmtestroom komt uit de simulatie met Chemcad. De waarde voor U is specifiek voor de warmteoverdracht van een organisch gas noor een organisch gas. Bij de ingaande stroom in de buis is de vloeistoffractie gelijk aan 0,2. Deze fractie is nog dusdanig klein dat de aanwezige vloeistof als een nevel kan worden opgevat, zodat dus geen rekening met een aparte vloeistofstroom gehouden hoeft te worden.

Met behulp van formule 9 is de óT_1n berekent en de daarbij behorende correctiefactor F_t=0,95. Met behulp van formule 8 wordt dan gevonden dat A gelijk is aan 406 m2•

Het totale aantal buizen is gelijk aan 1347. Om toch nog een redelijke gassnelheid te behouden wordt het aantal tube passes op 8 gesteld, waardoor een gassnelheid (v) gevonden wordt van 0,71 mis. Deze gassnelheid is wat aan de lage kant, maar het gas is ook niet tot nauwelijks verontreinigd.

Als toch een hogere gassnelheid gewenst wordt, moet de totale warmte-uitwisseling kleiner worden, zodat meerdere warmtewisselaars nodig zijn om het gewenste resultaat te bereiken. Hier is vanuit gegaan dat de wat lagere gassnelheid toch voldoende is. Voor de bundeldiameter wordt met behulp van formule 13 gevonden dat deze gelijk is aan 0,88 m. Voor de vrije ruimte tussen de bundel en de wand wordt gevonden dat deze

18 mm moet zijn. De totale diameter van de warmtewisselaar is dan 0,92 m. De drukval over de warmtewisselaar is 0,5 bar.

5.3.3 Fornuis F7 (dehydrogenering)

Het bij de dehydrogenering behorende fornuis moet een netto vermogen afleveren van 4,725 MW. Dit is te berekenen door de reactiewarmte (in kj Imol) te vermenigvuldigen met de omzetting per seconde (in molis). De laatstgenoemde grootheid heeft betrekking

Fabriekavoorontwerp nr. 2960

₂₅

op de kinetiek en is onbekend. het vermogen is dan ook berekend met de gegeven conversie en de doorzet aan reactanten.

Het netto vermogen in een fornuis is 75% van de verbrandingswarmte van de fornuisvoeding (stookolie: 41,45 Gl/ton). Door aanwending van stroom 12 en geneutraliseerde stroom 28, afkomstig van de twee depropanizers en met een totale verbrandingswaarde van 123 kW, wordt de benodigde hoeveelheid stookolie gereduceerd tot 13 ton per dag.

5.4 Pompen

5.4.1 Algemeen

Voor de berekening van ontwerpgrootheden als totale opvoerhoogte, Nett Positive Suction

Head, etc. ontbreken te veel gegevens inzake het pijpennetwerk van het proces

(pijplengten, -hoogten, -diameters, -ruwheden, aantal kleppen, bochten, etc.). Daarom worden hier slechts enkele aspecten behandeld.

De opvoerhoogte van een pomp wordt, mits deze groter is dan nul, berekend uit het verschil tussen begin en eind druk volgens:

p -p

H p z

man p*g

(14)

Uit deze opvoerhoogte kan de theoretische arbeid berekent worden, door deze te vermenigvuldigen met het debiet wat door de pomp gaat en de gravitatieversnelling.

W _{rhear -}- H _man *g*'" _{'Y In} (15)

Het as vermogen wordt verkregen door deze berekende theoretische arbeid te delen door het rendement.

p

=

Wrheorensch

as (16)

Als wordt aangenomen dat de pompen worden aangedreven door een elektromotor met een toerental van 1500 toeren per minuut, dan kan het totaal rendement worden bepaald met een grafiek uit Apparaten voor vloeistof en gas transport, Mengen en Roeren deel 3 (fig 6.2 [lit.9]). In dit figuur is het totale rendement van een pomp gegeven als functie van het specifieke toerental (nq) en de doorzet. De berekening van nq gaat via de berekening van de specifieke rotatiesnelheid (ns)'

2*1t*n

~m

"

of 60*(g*H

*

-man)O.7S p

(17)

Het specifieke toerental (in rpm.(gpm)1/2*fr3/4) volgt dan uit:

v ,,,,i '-.-J . ....,; FabrIeksvoorontwerp nr, 2960

₂₆

(18) Deze berekening kan herhaald worden voor de maximale doorzet van de pompen die 20 procent groter wordt gesteld dan de normale doorzet. Uit figuur 6.2 is ook het type pomp te halen.

5.4.2 Voorbeeld pomp P48

Het vermogen van de pompen is berekend met het programma Chemcad. Pomp 48 is verder gedimensioneerd met de hierboven omschreven theorie.

De opvoerhoogte die gevonden wordt m.b.V. formule 14 is 54,27 meter. Vervolgens wordt voor het theoretisch vermogen van 1,5 kW met formule 15 gevonden. Volgens chemcad moet het theoretisch vermogen van deze pomp 1,84 kW zijn. Deze waarden liggen in de zelfde orde van grootte en komen redelijk overeen. Met behulp van de formules 16, 17 en 18 wordt dan gevonden dat de efficiency rond de 0,7 ligt. Het as vermogen is dan 2,1 Kw.

In chemcad is het rendement op 0,75 gesteld, waardoor het as vermogen op 2,5 kw komt.

Zie voor verdere gegevens het specificatieblad.

. ....)

FabrIeksvoorontwerp nr. 2960

₂₇

6

Massa- en warmtebalans

De warmtebalans van een proces is gebaseerd op de energiebehoudswet. De warmte balans bevat kinetische, inwendige en potentiële energie, volume-, grensvlak-, elektrische en mechanische arbeid en warmtestromen. Voor een globale berekening worden de kinetische-, potentiële- en elektrische energie buiten beschouwing gelaten. De balans bestaat nu nog slechts uit termen van enthalpie (is inwendige energie vermeerderd met de volume-arbeid), toegevoerde warmte en geleverde mechanische arbeid.

De massa- en enthalpiebalans zijn berekend met behulp van ChemCad. Hierbij wordt de enthalpie van een processtroom berekend uitgaande van relatieve enthalpieën. Aangezien met relatieve enthalpieën gewerkt wordt, moet aan de reactoren de reactiewarmte als een extra stroom toegevoerd worden om de enthalpiebalansen over de reactoren kloppend te krijgen.

De massabalansen zijn zeer eenvoudig, aangezien wat aan een proces apparaat aan massa wordt toegevoegd er ook weer uit moet komen .

Fabrieksvoorontwerp nr, 2960

₂₈

6.1 Balansen

Massa en warmte balans 6 x

'...."

IN

_waarts

Voor-M

Q

M

Q

2,ó5 4-36 4-,C::8

4-573

4- _~,' ,,> _' '14-0 :Sö

::"277

'-./

4-.

)8 16:))') (y~g,

9

4-2,1 4-,<:::8 ((,+c:. 316 ._' '+,c:::é3 'I~)j 12 '+, c:.b (:;)0 :/

Massa -en

Warmtebalans

C4- voeding

.. G)

---::-~-1--

...

-&--

®

.

@ - -_

.. _ ... -- ..:

-~ . '., ar "!:.l+-u e -;~7

--

-

-_

.. ~ ~, ;;iarmt e ~ -.. r:;akti e .i3,r:nt e

®.

~._~.~_ .. . .. -:.ti .... - . _. _.

-®

~

...

reakti e \rar::1t ,:; "

"i.9

- -- --cv

~r 3.rbeid ... P10 r /Narrnte ..

Retour

UIT

M

M

Q

Q

-1 -1 n

371

. 0, 5~ ) (00 '+,c:.J 'Î

r;2

25

505

I

I

\_~. \ \ v ~'

\

ll. ')0,

®

7cJ65

,

~

\

\

.

3,6'1

®

1~qS

-

-- -

-

-

-

- - - 2, '+2

\

2,'+2

--

---_

..

__

..

----,

73'+

\ ) ,0 )

-\ I

,r

\

\ I b, O'j

\{,49

'1 ~'I

--1736

6,2'+

--I

warmte

H1'+

warmte

'1

12

I--~~®'_ U, ) ) :S766 - ---- -_. 6 06 warmte j18 war!1lte.

2712

0,ü6 '-!-20 \ \

\

I

I

\ 1906

\

H17

'

~

•

• \..1

~""~.----I

--.I----~----~-J

\ 10'+

1

0,18

\

\

t

\

,:----+-\

-~\

- 4

1

@)

I

\

_I

\ \

,.' v' \ \

\

A 11 ('\ ï -~ é 1

\

\ 4-,53

\

.

\

4-,64-\

14-02 \ \ 2 '17 t332

\

3

\ I \

\?

r::,') I :~7)S 2,57 (3) 0,02 -8e-3 \ 'j87 I

@

1---

-,---.. @

-H21

@---arbeid.

@ -

--:225

@---""""

18r-~~--1_--~--~ reaktie \-larmte R2 i3 \,' armt e V26 H27 \ \ 1/10,14-

\®

:---+-~t~6""""!'-~: ~

I 3

~

___

, . .

-L

_{_}

_--...I_---l...:.-

₁

~-~\

_9'1

_.

f2Z\

_v

-

- - -

- -

--2,01 0,92 4-74-IJ. r.:.LL 1217

t-I

1? OP, \ -~~qC) 1,:':::0 \ 7,oc::, \

I

1992

I

\

I

( , "-' \ \ \ \ 1

\

. \ \ \ \

9

657

2 'IU,ï 14- _i~2

-_4.)E)1

-6,6'+

®-.

I U':;) I arbei -

33

10,1q.

®

-'+260

'.

\ )1 ,:; foo---c:,)~

®

c)4~

I

30~6 - -Harmte

H37

I \ 1

H36

è!. , ,~'I f-oou I °l ,C:) ?blj

--1 2,98 - .??'j) , 0,03 - 5,1

I

I

\

-

-

27 ')

--

;z,o h

t-I

1.,rarmte. 8547 .. -

g

e-

3

\ -

2-I

\

I

I

I

I

\

I

Y-

~,>37 I

5

-

P,

~

;5

I

2

- 2 ') 2

\

. 1,20 - -- - - - - _{t--'....o.-_~} -~ . 1 warmte

1

9

.-) r ) ~~ ... "'12n9;- R)3 ! rar!:1te

-"2"59

I

\

@---

+-\

0

,

;

arbeid 48 --.J

\

I

\

I

I

-

- u,'-+-

_I

\

I

--...! \

\

\

~---

I \ 1,4-2 \ 832.

~1

.®

\

,

\2.~

t+-

---+

')

.

6

\ \

i

IJ

,..; V -..J

'

---.../

;; :'::5

-,~

,

_t

~~ A ~ 680 1:rarmte ..

-,

H45

t

-~~

""'-warmte

447

H47

~ A~

-tîU

1,i() ~

37

1

_,

_-

_'

r

-

..----,., r) _I

,

_-l--P Li. / ~.

..

Totaal

~

2,55

'1 , -;Je4

Massa in kg/s

Warmte in kW

Fabrieksvoorontwerp

No:

Fabrlekavoorontwerp nr. 2960

₃₄

6.2 STROOM/COMPONENTEN STAAT Apparaat-stroom 1 2 3 4 Componenten M Q M Q M Q M Q Waterstof 0.50 0.50 0.55 Methaan 0.04 0.04 0.04 Ethaan 0.02 0.02 0.02 Propaan 0.08 Propeen 0.06 I-Butaan 0.89 1.32 1.32 1.23 N-Butaan 0.29 0.88 0.88 0.63 1-Buteen 0.39 0.39 0.39 0.33 I-Buteen 0.33 0.33 0.33 0.85 Ts-2-Buteen 0.73 0.73 0.73 0.37 1,3-Butadieen 0.03 Trimethyl- 0.08 0.08 0.08 pentaan 2-Diiso-butyleen Waterstof-fluoride

Water 5e-6 5e-6 5e-6 5e-6

Azo's 2,3-Dime-thyl-pentaan Totaal 2.63 436.3 4.28 4573.8 4.28 14056 4.28 17225 M m kgjs Q in kW HF-Ä1kY1atle van C4

u Fabrieksvoorontwerp nr. 2960

_3S

STROOM/COMPONENTEN STAAT Apparaat-stroom 5 6 7 8 Componenten M Q M Q M Q M Q Waterstof 0.50 0.55 0.55 0.55 Methaan 0.04 0.04 0.04 0.04 Ethaan 0.02 0.02 0.02 0.02 Propaan 0.08 0.08 0.08 Propeen 0.06 0.06 0.06 I-Butaan 1.32 1.24 1.23 1.23 N-Butaan 0.88 0.63 0.63 0.63 1-Buteen 0.39 0.33 0.33 0.33 I-Buteen 0.33 0.85 0.03 0.03 Ts-2-Buteen 0.73 0.37 0.39 0.39 1,3-Butadieen 0.03 0.03 0.03 Trimethyl- 0.08 0.08 0.08 0.08 pentaan 2-Diiso-butyleen 0.79 0.79 Waterstof-fluoride

Water 5e-6 5e-6 5e-6 5e-6

Azo's 2,3-Dime-thyl-pentaan Totaal 4.28 16333 4.28 7742.7 4.28 7553.1 4.28 7564.9 M m kgjs QinkW HF-AJkylatte van C4

v FabrIeksvoorontwerp nr. 2960

₃₆

STROOM/COMPONENTEN STAAT Apparaat-stroom 9 10 11 12 Componenten M Q M Q M Q M Q Waterstof 0.49 0.06 426.2 Methaan 0.04 Ethaan 0.02 Propaan 0.08 0.08 Propeen 0.06 0.06 I-Butaan 1.24 0.03 N-Butaan 0.63 1-Buteen 0.33 I-Buteen 0.03 Ts-2-Buteen 0.39 1,3-B utadieen 0.03 Trimethyl- 0.08 pentaan 2-Diiso-butyleen 0.79 Waterstof-fluoride

Water 5e-6 5e-6

Azo's 2,3-Dime-thyl-pentaan Totaal 0.55 3766.2 0.06 426.2 3.67 1395.1 0.18 104.5 M m kg/s Q in kW HF.Ä1kylatie van C4

Fabrieksvoorontwerp nr. 2960

₃₇

STROOM/COMPONENTEN STAAT Apparaat-stroom 13 14 15 16 Componenten M Q M Q M Q M Q Waterstof Methaan Ethaan Propaan Propeen I-Butaan 1.20 1.20 1.20 N-Butaan 0.63 0.63 0.63 1-Buteen 0.33 0.32 0.32 I-Buteen 0.03 0.03 0.03 Ts-2-Buteen 0.39 0.35 0.04 0.35 1,3-Butadieen 0.03 0.03 0.03 Trimethyl- 0.08 0.08 pentaan 2-Düso-butyleen 0.79 0.79 Waterstof-fluoride Water Azo's 2,3-Dime-thyl-pentaan Totaal 3.49 1120.7 2.57 831.8 0.92 474.3 2.57 834.7 M m kg/s Q in kW HF-ÄikYlatl8 van C4

u

I '--' Fabrieksvoorontwerp nr. 2960 Apparaat-stroom 17 Componenten M Waterstof Methaan Ethaan Propaan Propeen I-Butaan 1.20 N-Butaan 0.63 l-Buteen 0.32 I-Buteen 0.03 Ts-2-Buteen 0.35 1,3-B utadieen 0.03 Trimethyl-pentaan 2-Diiso-butyleen Waterstof-fluoride Water Azo's 2,3-Dime-thyl-pentaan Totaal 2.57 M m kgjs Q in kW HF-AlkYiatle van C4

38

STROOM/COMPONENTEN STAAT 18 19 20 Q M Q M Q M Q 2.81 0.05 0.02 -Se-3 10.12 -4258 10.11 0.03 834.6 0.02 -8e-3 12.98 -3395 10.14 -4260

r \ ' - ' . ....J Fabriekavoorontwerp nr. 2960 Apparaat-stroom 21 Componenten M Waterstof Metbaan Etbaan Propaan Propeen I-Butaan N-Butaan 1-Buteen I-Buteen Ts-2-Buteen 1,3-B utadieen Trimethyl-pentaan 2-Diiso-butyleen Waterstof-fluoride Water Azo's 0.03 2,3-Dime-thyl-pentaan Totaal 0.03 M m kgjs Q in kW HF-Älkylatae van C4

39

STROOM/COMPONENTEN STAAT 22 23 24 Q M Q M Q M Q 4.47 4.02 2.81 0.70 0.07 0.05 1.44 0.03 0.02 0.01 -5.1 -5.1 6.64 1091.3 4.11 1228.8 2.87 860.2

u FabrIeksvoorontwerp nr. 2960

₄₀

STROOM/COMPONENTEN STAAT Apparaat-stroom 25 26 27 28 Componenten M Q M Q M Q M Q Waterstof Methaan Ethaan Propaan 7e-4 Propeen I-Butaan 2.81 0.45 0.45 0.02 N-Butaan 0.05 0.63 0.63 . ....; 1-Buteen I-Buteen Ts-2-Buteen 1,3-Butadieen Trimethyl- 1.44 1.44 pentaan 2-Diiso-butyleen Waterstof- 0.01 fluoride ,-' Water Azo's 2,3- Dime-thyl-pentaan Totaal 2.87 862.6 2.52 942.5 2.52 970.5 0.03 18.4 M m kg/s Q in kW HF-A1kylatie van C4

f '-' Fabrlekavoorontwerp nr. 2960 Apparaat-stroom 29 Componenten M Waterstof Methaan Ethaan Propaan Propeen I-Butaan 1.18 N-Butaan 0.02 1-Buteen I-Buteen Ts-2-Buteen 1,3-Butadieen Trimethyl-pentaan 2-Diiso-butyleen Waterstof-fluoride Water Azo's 2,3-Dime-thyl-pentaan Totaal 1.20 Mln kg/s Q in kW HF-ÄikYlatl8 van C4

41

STROOM/COMPONENTEN STAAT 30 31 32 Q M Q M Q M Q 0.43 0.02 0.59 0.04 0.08 1.36 10.11 0.03 395.4 1.10 371.3 1.42 831.8 10.14 -4261

FabriekaYoonmtwerp nr. 2960

₄₂

\ ... _{STROOM/COMPONENTEN STAAT} Apparaat-stroom 33 34 35 Componenten M Q M Q M Q M Q Waterstof Methaan Ethaan Propaan Propeen I-Butaan 1.21 0.45 N-Butaan 0.02 0.63 1-Buteen I-Buteen Ts-2-Buteen 1,3-B utadieen Trimethyl- 1.44 pentaan 2-Düso-butyleen Waterstof- ge-3 -2 fluoride Water Azo's 2,3-Dime-thyl-pentaan Totaal ge-3 -2 1.23 368.7 2.52 970.8 M m kgjs Q in kW HF.AlkYlatl8 van C4