Methanol-synthese, lage druk proces

. ,

w.

Bosch

R. de Lijster

FABRI EKSVOORONT'wERP METHANOL-SYNTHESE lage druk proces

-224f~:,:.~

~

-:: ... ~

.

,

Inhoudsopg~. Samenvatting I. Inleiding

11. Type proces, produktiehoeveelheid en plaats van de fabriekseenheid

111. Beschrijving van het proces IV. Massa- en warmtebalans

IV-l.Massabalans IV-2.Warmtebalans

V. Fysische en chemische aspecten van het proces V-l. Thermodynamica

V-2. De katalysator V-) Kinetiek

VI. Reaktorontwerp

VI-l.Keuze van het type reaktor

VI-2.Berekeningsmodel voor de reaktor VI-3.Computerberekeningen

VI-4.Selectie van de reaktor VI-5.Reaktorgegevens

VI-6.Drukvallen over de katalysatorbedden VI-7.0ntwerp van de injectie-eenheden VII. Berekening van de overlge àpparatuur VII-l. De compressorinstallatie

VII-2. De gas-gaswarmtewisse1aar A. Warmtewisselaar I

B.Warmtewisselaar 11

C. Drukvallen in de pijpen van de ww. VII-3. De gaskoeler

VII-4. De condensor

VII-5.

De condensaatkoeler VII-6. De demi ster-separator VII-7. De stripkolom

VII-8.

De rectificatiekolom pagina 1 2 2 :5 5 5 8 14 14 16 17

19

19

19

22 22 23 25 24 27 27 31 32 34 35 37

38

39 40 40

41

1

•

- ---~---in

VIII. Constructiematerialen

IX. Overzicht specificatie apparatuur X.Schatten van de investeringen.

Appendix A. Computerprogramma's en resultaten Appendix B. Thermodynamische en fysische gegevens Literatuuroverzicht pagina

47

48 49

51

56

60

I'

-1-Samenvatting

De ontwikkeling van een actieve koperkatalysator door de ICI

heeft de mogelijkheid geschapen de tot nu toe onder hoge druk en

bij hoge temperatuur. uitgevoerde methanolsynthese te bedrijven

bij een lage druk (50 atm.) en temperatuur (250 oC).

Het conventionele proces vereist een druk van 300 atm en een

o

temperatuur van 300-400 C.

De nieuwe koperkatalysator heeft echter als nadeel, dat hij zeer

gevoelig is voor vergiftiging door zwavel. De grondstof welke gebruikt wordt voor de synthesegasbereiding dient dus goed ontzwaveld te worden.

De bereiding uit synthesegas voor de methanolsynthese, uit

lichte nafta of aardgas, vereist een relatief lage reformdruk.

Een 'secundaire reformer en een shiftconvertor zijn niet nodig.

Bij reformen van aardgas is de H

2/CO verhouding te hoog (3:1

voor zuiver CH

4). Het is dan noodzakelijk CO2 aan het gas toe te

voegen, vóór de reformèr, teneinde de gewenste H

2/CO verhouding

te verkrijgen. Dit CO

2 kan worden gewonnen uit de

verbrandings-gassen, van de reformsectie.

Als reaktor is een split leed reaktorontwerp van ICI gekozen. Goede contrOle op de optimale reaktiecondities is hierin mogelijk. De conversie in de reaktor bedraagt 16,7%. De produktiecapaciteit van de ontworpen fabriekseenpeid bedraagt 100.000 ton per jaar.

De geschatte investeringen voor de fabriekseenheid zijn

f

37 mln ; ca. 25% lager dan die voor een eenheid volgens

•

-2-I. Inleiding

Methanol heeft zich door de ontwikkeling van de kunststofindus-trie een belangrijke plaats verworven onder de basischemicaliën in de chemische nijverheid.

Voorheen werd het verkregen door droge destillatie van hout (houtgeest), doch de grote vraag naar dit basisprodukt leidde tot een bereiding langs synthetische weg uitgaande van CO en H2 •

Ruim 80% van de geproduceerde methanol wordt gebruikt als

grondstof voor de formaldehydebereiding door katalytische oxidatie met zuurstof.

Formaldehyde vindt veelzijdige toepassing in de synthese van thermoharders.

De bekendste produkten zijn:

. - fenolformaldehydej bakeliet en novolakken, welke laatste toepa~sing vinden in de lak- en vernisindustrie.

- ureumformaldehydej bekend in de vorm van contactdozen en telefoontoestellen. In schuimvorm als isolatiemateriaal. - melamineformaldehyde; vindt toepassing in plaatmateriaal

(formica) en serviesgoed(mepal).

Polyacetaal is een polymerisatieprodukt van formaldehyde, hetgeen harde, vormvaste en thermostabiele materialen levert

(bv. Delrin) •

11. Type ~roces, produktiehoeveelheid en plaats van de fabriekseenheid.

De methanolsynthese bestaat uit de katalytische hydrogenering van koolmonoxide onder druk.

Dit fabrieksvoorontwerp beschrijft een produktie-eenheid van 100.000 ton/jr.

-3-grondstoffen worden verkregen; bv. lichte nafta en aardgas.

Indien lichte nafta als grondstof voor d0 synthese wordt

gebruikt, verdient het de voorkeur de fabriek in de nabijheid I

van een aardolieraffinaderij te vestigen. Bij aardgas als grondstof is er geen uitgesproken voorkeur voor de plaats van de fabriek, behoudens dat aanwezigheid van koelwater- en

transportfaciliteiten vereist is.

111. Beschrijving van het proces.

Synthesegas afkomstig uit een reforminstallatie wordt

gequenched met water en gekoeld waarèoor het water zich door condensatie afscheidt. (lit. 3)

o

De temperatuur van het gas bedraagt 25 C. De druk van het

synthesegas is ca. 5 atm. (lit. 1)

In een drietraps centrifugaalcompreEsor, met koellng na de

trappen, wordt het synthesegas op een druk van 56 atm.

gebracht en vervolgens gemengd met het recirculatiegas. o

De totale gasstroom heeft een temperatuur van 50 C.

De hoofdstroom van het gas wordt naar de reaktor geleid via een gas-gaswarmtewisselaar, waarin warmtewisseling plaats vindt met de produktgassen uit de reaktor. De temperatuur van het voedinggas na de warmtewisselaar bedraagt 2250C. De druk wordt voor de reaktor op 50 atm. gebracht.

Het voedinggas wordt door het katalysatorbed geleid, en op die plaatsen in de reaktor waar de temperatuur door de vrijkomende reaktiewarmte opgelopen is tot 2600C,gekoeld

o

tot 225 C door koudgasinjectie met de nevenstromen. De temperatuur van de koudgasinjectie bedraagt 50°C

De reaktor is voorzien van twee koudgasinjectie-eenheden. Het produktgas verlaat de reaktor met een temperatuur van 260°C, terwijl de druk door drukverlies 49 atm. bedraagt. Na de gas-gaswarmtewisselaar bedraagt de produktgastempertuur 1340C en de druk 46 atm.

,

"

- - - - --~----"''III

-4-het dauwpunt van methanol. De temperatuur na de gaskoeler is

95

0C.

Condensatie van methanol en de condenseerbare nevenprodukten, water en hogere alcoholen, vindt plaats in drie in serie

geplaatste horizontale condensors. Het gas wordt in de conden-o

sors tevens gekoeld tot 25

c

.

o

Het condensaat wordt met een temperatuur van ca. 50 C afgetapt en naar een buffervat geleidt via een condensaatkoeler, waarin koeling tot 250C plaats vindt.

Het bij de synthese ontstane nevenprodukt dimethylether, dat door de hoge condensaattemperatuur voor een groot deel nog in de gasfase aanwezig zal zijn, wordt in een separator-demister door scrubbing met de ruwe methanol uit het gas verwijderd. Tevens wordt het gas van de in de condensor ontstane mist ontdaan.

Het gas uit de separator-demister wordt, nadat een deel (6,6%) is gespuid, gerecirculeerd.

De ruwe methanol wordt naar een stripkolom geleid en afgelaten tot 1 atm. In de stripkolom wordt de dimethylether uit àe

oplossing gestript.

Het ketelprodukt g8at naar een rectificatiekolom waarin de ruwe methanol wordt opgewerkt tot zuiver prodykt

(99,85%).

,

-5-IV. Massa- en warmtebalans. IV-l. Massabalans

Samenstelling van het synthesegas. mol% H₂ 61,9 CO 30,9 CO 2 6,2 CH 4 1,0 Reaktorvoeding:

Hoofdstr. lO"cold shot"

kg/s kg/s H 2 1,850 CO 14,000 CO₂ 14,960 eH 0,880 4 Tot. 31,690 Produktgas: 0,308 2,352 2,508 0,144 5,312

Samenstelling van het reaktorvoedinggas. mol% H₂ 50,8 CO 27,5 CO 2 18,7 CH 4 3,0 N.B. 0,06 ppm S

2o"cold shot" Totaal Totaal

kg/s kg/s kmol/s 0,370 2,528 1,264 2,800 19,152 0,684 2,992 20,460 0,465 0,176 1,200 0,075 6,338 43,340 2,488

De conversie tot methanol in de reaktor bedraagt 16,7%.

Naast methanol ontstaan enkele nevenprodukten: dimethylether, hogere alkoho1en en water.

De opbrengst van de verschillende produkten in gewichtsprocenten is: gewicht% kg/s CH 30H 94,0 3,648 CH 3OCH3 2,4 0,092 H 20 2,4 0,092 Hogere alk. 1,2 0,046 Totaal 100,0 3,878

Reê:k!i~sl. A. Methanol CO 3,192

B.

Dimethylether 2CO 0,112 + + -6-2H 2 0,456 4H 2 0,016 C. Hogere alkoholen 2CO 0,089 ro1a~1_v~rQrgiftl + kg/s 0,485 3,393 Gas uit de reaktor:

-H 2 CO CO 2

eH

4 CH 30H CH

3

0CH

3

H 20 Hoger alk. Totaal

.,

>

H.A.

0,046 kmol/s 0,242 0,121 kg/s 2,043 15,759 20,460 1,200 3,648 0,092 0,092 0,046 43,340 (kg/s) + +

De eerste vier componenten worden gerecirculeerd nadat een

deel gespuid is. De overige componenten worden in de destillatie-eenheid gescheiden.

"

•

-7-Spui:

Een deel van het recirculatiegas wordt zoals gezegd gespuid,

teneinde het gas naar de reaktor op de juiste samenstelling te houden. Het inertgehalte van het recirculatiegas is immers

toegenomen tengevolge van de conversie van CO en H₂• Er moet zoveel gespuid worden dat:

Inert netto recirc. + inert"make-up"

=

inert voeding De bruto recirculatie bedraagt:

kg/s kmol/s H 2 2,043 1,022 CO 15,759 0,562 CO 2 20,460 0,465 CH 4 1,200 0,075 Totaal 39,462 2,124

We stellen het molpercentage te spuien gas: p. Door het make-upgas moet van het CO

2 en CH

4

alleen de gespuide hoeveelheid worden aangevuld. Van het CO en H

2, het bij het spuien

verloren gegane gas en het geconverteerde gas. Verhouding CO₂/CO uit de reformer:

0,46) x p

=

~

(0,562 x p) + 0,121 30,9

p= 0,066

Er wordt dus 6,6% van het gas gespuid:

Opm. kg/s H 2 0,135 CO 1,040 CO 2 1,350 CH 4 0,079 Totaal 2,604

Het gespuide gas kan gebruikt worden als brandstof in de reforminstallatie.

..

-8-Recirculatie naar de reaktor:

H 2 CO CO 2 CH 4 Totaal Benodigd "make-up"gas: H 2 CO CO 2

eH

4 Totaal Opm. kg/s 1;098 14,719 19,110 1,121 36,858 kg/s 0,620 4.433 1,350 0,079 6,482 kmol/s 0,954 0,526 0,434 0,070 1,984 kmol/s 0,310 0,158 0,031 0,005 0,504

De massabalans over de destillatle-eenheid wordt in VII-7 en 8 behandeld.

IV-2. Warmtebalans

De enthalpieën van de componenten zijn berekend t.o.v. 250C. CO

2 en CH

4

zijn samengenomen als inert.

Gezien het urukniveau waarop gewerkt wordt,moet de berekende enthalpie-inhoud van het gas gecorrigeerd worden voor niet-idealiteit. De correcties zijn af te lezen uit figuur 1.

l0r---________ ~

, - - - -- - - -

-.

-9-"*

R is de enthalpie van het ideale gas. R is de enthalpie van het reële gas.

AH

=

(H

-

H*)

de enthalpiecorrectie per kmol gas. n

=

kmol/s. A. Gas naar de Tk

=

1240K P k

=

36 atm. reaktor T _red = P red = (t = 50oC, P = 56 atm.) 2,60

1;55 l zie appendix B )

~ _mo l(kmol/s) HT(kcal/kmol) H

"*

(kcal/s) H 2 1,264 201 254

CO

0,684 159 109 Inert 0,540 215 116 Totaal 2,488

479

Drukcorrectie nóH

₌

-154

Totale enthalpie-inhoud H

₌

325 kcal/s = 1361 kW

B.

Hoofdstroom (naar het eerste bed) .v66r de

gas-gaswarmtewisselaar Ct = 50oC, P = 56 atm.)

De hoofdstroom naar het eerste katalysatorbed is 73% (molen)

van de totale stroom naar de reaktor. De warmte-inhoud van deze stroom bedraagt dus:

H = 0,73 x 1361 = 993 kW

c.

De koudgasinjecties ( cold shots) (t =50o

C, P

= 56 atm.) Ie Koudgasinjectie 2e Koudgasinjectie Mol

%

v.d. hoofdstr. 12,2 14,8 H (kW) 165 203

De gasstroom naar het eerste bed gaat alvorens aan de reaktor

te worden toegevoerd door de gas-gaswarmtewisse1aar.

o

-10-D. Hoofdstroom na de gas-gaswarmtewisse1aar.

(t

=

2250C, P

=

50 atm) Tred

=

4,02 P_red

₌

1,39

o

l(kmol/s) H T(kcal/kmol) :* H (kcal/s) mo H₂ 0,925 1420 1313

co

0,500 1417 708 Inert 0,395 1974 780 Totaal 1,820 2801 Drukcorrectie nL\H

₌

56

Totale enthalpie-inhoud H

₌

2745 kcal/s

=

11500 kW E. Produktgasstroom vóór de gas-easwarmtewisselaar. o (t

=

260 Ct P

=

49 atm. ) Tk

=

1510K T _red

=

3,53 P_k

=

40,5 atm. P_red

=

1,21 H 2 CO Inert

o

_mo l(kmol/s) 1,022 0,562 0,540 0,114 2,238 Drukcorrectie Totale enthalpie-inhoud F. Reaktiewarmte H T(kcal/kmol) 1682

*

H (kcal/s) 1720 1010 1260 1370 1795 2336 12018 5360 n~H

=

-

102 H

=

5258 kcal/s

=

22157 kW A_HR

=

22157 - 11500 - 203 - 165

=

10289 kW

•

___ --'--1 _ _ _ _

- - - - --

~----

-11-G. Produktgas na de gas-gaswarmtewisselaar.

De temperatuur van de gassen uitde reaktor na de warmtewisselaar wordt grafisch bepaald uit figuur 2.

Aan het voedinggas naar het eerste bed van de reaktor toe te voeren warmte (figuur 3) is:

11500 - 993

=

10507 kW (2745 - 237

=

2508 kcal/s)

De enthalpie van de produktgassen na de warmtewisselaar bedraagt dus: 5258 - 2508

=

2750 kcal/s

Uit figuur 2 volgt dat de temperatuur van het produktgas na de warmtewisselaar 134°C bedraagt.

H. Produktgas na de gaskoeler.

In de gaskoeler wordt het produktgas gekoeld tot enige oe boven het dauwpunt van methanol. De druk in de gaskoeler is 46 atm.

De partiaaldruk van methanol in het gasmengsel bedraagt: (0,114 x 46)/ 2,238

=

2,34 atm.

=

1783 mm Hg Dampdrukrelatie voor methanol(lit 13):

=

2001,7 + 8,8017 T

PCH OH

=

1783 mm Hg 3

T

=

3620K t

=

89°C

Teneinde zeker te zijn dat in de gaskoeler geen condensatie optreedt, koelen we het gas slechts tot 95°C.

De enthalpie-inhoud na de gaskoeler bedraagt 1980 kcal/s(fig.2) Opm. De war"mtebalansen over de destillatiekolommen worden

..

na reaktor

5000

.

1

H kcalls

na

ww

I

4000

3000

na

wwII

1 0

2000

na

5

koel er

50

H -:5258

980

H:1.218

2508

1528

H:2150

H=1980

150

figuur

2

produktgas

250

I ... I\) I o

t

260C

kcal/s

3000

na

wwI

2000

.

na

ww

11

2508

1000

1528

t=50~

, I )

980

figuur

3

voedinggas (hoofdstroom)

.

H

:211.5

H= 1165

o

--,.,. te

t=22~C

o~---~~---~~---~~---~---~~

₅₀

₁₀₀

₁₅₀

₂₀₀

₂₅₀

-

-14-V. Fysische en chemische aspecten van het proc~s. V-I. Thermodynamica

,

Bij de katalytische hydrogenering van koolmonoxide tot methanol kunnen vele nevenreakties optreden. De reaktie

tot methanol blijkt thermodynamisch niet de voorkeur te genieten, zoals te zien is in onderstaande tabel.(lit 2,5)

co

+ 2H 2 ~ CH₃0H CO + 3H2 ~ > CH 4 + H20 2CO + 5H2 ~ _C2H6 + _{2H 20} 2CO + 4H 2 ~ CH30CH3 + H20 2CO + 4H 2 ~ C2H50H + H20 3CO + 6H₂ ~ C 3H60H + H20 2CO + 2H₂ ~ CO₂ + CH 4 o 0 H298 G₂₉₈ G₆₂₃ kcal/gmol kcal!gmol kcal/gmol

-21,660 - 5,880 +12,100 -49,270 -33,970 -15,826 -83,000 -51,520 -18,000 -49,270 -16,320 -61,210 -29,320 -98,800 -53,000 -59,110 -40,780 -52,222

Dimethylether wordt gevormd door dehydratie van methanol.

2CH OH • . ~ CH OCH

3 3 3

De gevormde hogere alkoholen kunnen door condensatie, dehydratie en ketonisatie aanleiding geven tot de vorming van onverzadigde koolwaterstoffen, esters, -ketonen, enz. Vorming van deze componenten treedt voornamelijk op indien de katalysator alkalisch is.

Een concurrerende reaktie is de vorming van methaan. Deze

reaktie vindt echter vnl. plaats bij hoge temperaturen(400oC) en indien er sporen fijn verdeeld ijzer of nikkel op de

katalysator aanwezig zijn.

De methanolreaktie is sterk exotherm. Voor de reaktiewarmte

bij standaarddruk geldt: (lit 4)

AHT P

=

-17920 - 15,84T + 11,42xlO- 3T2 - 26,99xlO-7T3.

, 0 '

We moete~ echter onder de toegepaste werkcondities, corrigeren voor de druk, daar de toestand van het gas niet ideaal.

-15-verondersteld mag worden.

Volgens de thermodynamica geldt:

=

Deze relatie wordt toegepast op elke component in de methanol-synthesereaktie. Sommeren en integreren geeft dan:

Y.

d

(AV)

T .J ( ) dP P óT P

o

Waarin

Bij de integratie wordt de toestandsvergelijking van Berthelot gebruikt:

T

k en

P

k zijn de kritische temperatuur en druk.

Enig omwerken van bov.enstaande vergelijkingen levert voor· de reaktiewarmte als functie van de druk:

AHT,p = AHT P .- 0,5411 P

, 0

3255000 P

T2

Enkele waarden van de reaktiewarmte onder procescondities zijn:

t(oC) P(atm. ) AHT,p(kcal/kmol)

200 50 -23950

250 50 -24050

300 50 -24280

De vergelijking voor de evenwichtsconstante luidt:

3921 -7 2

log KF

=

~

-

7,921 log T + 0,002499 T - 0,953xlO T + 10,20

o

Voor 250 C wordt KF

=

2,14 x 10- 3 •

"

-16-V-2. De katalysator

In de tot nu toe gebruikelijke methanolsyntheseprocessen werd gewerkt bij een druk van 300 atm. en bij temperaturen van

300-400°C.

Het nieuwe proces werkt dankzij een zeer actieve koperkatalysator

, 0

bij 50 atm. en 250 C, hetgeen een grote besparing in com-pressiekosten en reaktoruitvoering geeft.

De, katalysatoren welke bij het, oude methanolsyntheseproces

gebruikt werden, waren Zn-Cr-oxide katalysatoren. De lage activi-teit van deze katalysator noopte tot bovengenoemde extreme

werkcondities.'

Het bestaan van de veel actievere Cu- ln-Cr-katalysatoren is reeds lang bekend; doch snelle veroudering en gevoeligheid voor vergiftiging door zwavel(CuO + H

2S ~CuS + H20) dat in de vorm van H

2S, COS en CS2 in het synthesegas aanwezig is,' beperkte de to~pasbaarheid.

Gebruik van deze katalysatoren is pas mogelijk geworden na de ontwikkeling van goede ontzwavelingstechnieken.

'Bij het proces wordt gebruik gemaakt van een Cu-katalysator,

welke werd ontwikkeld door de ICI. (lit 7)

De katalysator bestaat uit oxiden van Cu, Zn en Cr; bij voor-keur met een Cu-gehalte van 25-90% en een Zn-Cr-atoomverhouding van 1,5-4 : 1.

De katalysator wordt bereidt door roeren van een oplossing van Na

2C03 in water bij 90 o

C, en deze toe te voegen aan een oplossing

van Cu(N03)2.3H20, Zn(N03)2.6H20 en Cr(N03)3.9H20 bij 90°C. Het lichtblauwe neerslag wordt enige tijd geroerd, gefiltreerd en gewassen met koud water, tot het residu 0,05% Na

20 bevat.

Vervolgens wordt het neerslag in lucht bij 105°C gedroogd en bij 265°C gedurende 4 uur gecalcineerd. ~lit 7)

-17-V-3.

Kinetiek

Een katalysator met de samenstelling Cu:Zn:Cr = 40:40:20, gegran~leerd met grafiet, wordt in de methanolsynthese

ge-bruikt.

Met deze katalysator werden de volgende resultaten verkregen:

SV (hr- l ) o 6000-7000 10.000 10.000 (lit

7)

t (oC) 225-260 225-260 225-260 p(atm.) 40 40 80 prod.snelh. conv.(%) 0,26 10-12 0,38

>

0,77 (kg/l kat hr)

Een kinetische formulering t.b.v. de berekening van de reaktor werd gezocht in de door Natta (lit

5)

opgestelde vergelijking,

gebaseer~ op de adsorptie-isotherm van Langmuir. Doch toepassing was niet mogelijk wegens het ontbreken van voldoende kinetische gegevens.

De in analogie met Temkin door Uchida en Ogino opgesteld~ reaktie-snelheidsvergelijking voor de methanolsynthese voldeed beter. Bij de afleiding van de reaktiesnelheidsvergelijking (lit 6) wordt aangenomen dat de logarithmische adsorptie-isotherm geldt. Evenals bij Natta is verondersteld dat de desorptie van methanol snelheidsbepalend is.

De snelheid van de methanolsyn~hese wordt weergegeven door:

R

=

_{Vd es} - V _{a s} d

=

k_d' e

h9

_

k' _{a PCH30H e}

-g

e

h en g zijn constanten; 9is de bedekkingsg;aad met methanol;

k

_ct

en k~ zijn respectievelijk de desorptie- en adsorptiesnel-heidsconstante en voor een bepaalde temperatuur constant. De adsorptie-isotherm voldoet aan de vergelijking:

1

e

=

f

ln _{a o PCH}

30H '

Waarin f(= g + h) een constante is en a een alleen van de

o

-18-Analoog met Temkin wordt teneinde

ê

te elimineren een

schijn-*

bare methanoldruk ( PeH OH) in evenwicht met de bedekkingsgraad

ingevoerd: 3

e

=

_f

1 In a _PCH

"*

30H 0

*'

2 (K evenwichtsconstante) PeH30H = K Peo PH ₂ =

Substitutie in de snelheidsvergelijking geeft:

2 1-0(

P

_eo

PH )

-2

Waarin 0<

=

g/

f

Uchido en Ogino vonden 0(,

=

0,3

De partiaaldrukken kunnen als volgt in de conversie worden ui tgedrukt: nco (I-X)

.P

.

n H2-2nCOX

_.P

nCOX

.P

Peo= _{1-2neO X}

,

PH = 1- 2neO X PeH OH= 1-2n_eoX 2 3

x

= conversie, P

=

totaaldruk

n

=

molfractie van de component in het gasmengsel.

Invullen levert voor de reaktiesnelheidsvergelijking:

R = k

{f

O,275(1-X) ) ( 0,508-0,55X )2 d \ 1-0,55X 1-0,55X

3

]

-0,3 P x X[[f_Ot275(1-X) .l [ O,508-0,55X ) 2 p3) _ { O,275XP

J

I

7

l'

1-0,55X / \ 1-0,55X (1-0,55X)K

J

De reaktiesnelheidsconstante kd is te berekenen

de kinetische gegevens uit het octrooi (lit 7) R = 0,26 kg/l kat hr = 2,26

x

10-

3

kmol/m

3

kat

P

=

40 atm K

=

2,14 x lO-3Cvoor 250oC)

met een van

sec.

x

=

0,1 Invullen in bovenstaande vergelijking en uitwerking levert:

k

°

8 X 10-5

-19-VI. Reaktorontwerp •

.

VI-I. Keuze van het type reaktor.

Gezien het sterk exotherme karakter van de methanolsynthese

moeten middelen worden aangewend om de temperatuur in de reaktor in de hand te houden. De temperatuur zal anders te veel afwijken van de optimale waarde voor de reaktiesnelheid, en als - plaatse-lijk oververwarming optreedt, kan de katalysator gedeelteplaatse-lijk gedesactiveerd worden.

Het werkgebied van de reaktor ligt tussen 2250C en 260°C. Mogelijkheden voor temperatuurregeling zijn de volgende:

1) Autotherme buisreaktor; hierin wordt het voedinggas gebruikt voor koeling van het katalysatorbed. De reaktor is uitgevoerd als warmtewisselaar. De constructie is duur en de regelbaar-heid moeilijk.

2) Een reaktor bestaande uit bedden, onderbroken door koeleen-heden. Nadeel zijn hierbij de hoge koelwaterkosten, terwijl verwijderen en vervangen van de katalysator moeilijk is.

3)

Split feed reaktor; hierbij wordt op één of meer tussenliggende plaatsen langs een enkel katalysatorbed koud fluidum

geïnjecteerd. Er vindt dus directe koeling plaats.

Deze laatste uitvoeringsmogelijkheid met directe koeling door koudgasinjectie wordt voor de methanolsynthese gekozen.

VI-2. Berekeningsmodel voor de reaktor.

Teneinde de split feed reaktor met de ter beschikking staande kinetische gegevens te kunnen berekenen is een geïdealiseerd reaktormodel opgesteld. Voor dit model worden de volgende veronderstellingen gedaan:

1) De reaktor is adiabatisch tussen de voedingen. 2) In het katalysatorbed heerst propstroming.

3) De reaktiewarmte in bet werkgebied is constant.

4)

De soortelijke warmte van de gasstroom over de gehele reaktor is constant.

5) Menging van het koud injectiegas met het warme gas bij de voedingen is ideaal.

-20-(Dit moet worden nagestreefd door een goede dimensionering

van de injectie-eenheden)

6) Het proces is stationair in de tijd.

Bij de berekening van de reaktor zijn de volgende grootheden

vastgelegd: T'= 225°C ('ingangstemperatuur) T"= 260°C (uitgangstemperatuur) AH R= - 24000 kcal/kmol <C?= 8,06 kcal/kmol °c «Cp)2250C~ 7,82 kcal/kmol °c X

=

0,0%) «Cp>260oC= 8,39 kcal/kmol °c X

=

13,0%) Produktie-eis~ 100.000 ton/jr

=

=

0,1085 kmol Methanol/s.

Voor het vastleggen van een totale aan de reaktor toe te

voeren molenstroom is als uitgangspunt een totale conversie

van 13% verondersteld. kmol/s mol% 0 F_H2 1,542 50,8 0 FCO 0,834 27,5 ° F C02 0,567 18,7 0 F CH4 0,091 3,0

We denken ons de totale katalysatorruimte verdeeld in bedden

onderbroken door koudgasinjectie-mengeenheden.

De inkomende gasstroom voor een willekeurig bed is als volgt

samengesteld:

FH2 ' Fèo ' FèH30H ' Finert ' FS(=totale

molen-stroom) (in kmol!s)

We hebben de temperatuurstijging over het bed vastgelegd(225-260oC)

Tevens is aangenomen dat het bed adiabatisch is.

De toelaatbare CO-conversie over het bed is nu uit een

r

-2

1-~X is de conversie over één bed. Omwerken levert: AX

=

Waarin AT_ad

=

F' _CO (~T _ad +2T")

=

O,0183.F~ Feo

Met behulp van~X is nu de molenstroom die het bed verlaat te berekenen:

F"

_H2 = F_H2

-

_2AXFeo F" _CO

₌

_Feo - ó XF_CO FëH30H

=

FCH30H + AXFCO F" _Inert

₌

F' _Inert F" - F" _{S - CO} + F" _H2 + _FëH30H + F" _Inert

De totale werkelijke conversie na het bed bedraagt nu:

x

_w

=

F" CH30H

Vervolgens wordt koud gas met een temperatuur T_k met het warme gas gemengd. De hoeveelheid koelgas wordt uitgedrukt in een fractie À van de totale aan de reaktor toe te voeren molen-stroom F~. Voor menging van koud en warm gas kan de volgende warmtebalans worden opgesteld.

F" <C

>

(T"-T' ) S P 93,0 F

S

=

---~---(4013,88-C p(Tk)·Tk) I·

r

-22-De gasstroom naar het volgende bed is nu. F*2

=

F" H2 + À

F~2

FCO

=

Fit _CO + À

F~O

FCH30H

=

FëH30H

F' _Inert

=

F" _Inert + À FO _Inert

F' _S

=

L

F' _componenten.

Het gas betreedt reeds met een zekere conversie het volgende bed.

X b

=

FCH~àH

FCO + FCH30H

Het volume van een katalysatorbed bedraagt: X V

₌

Fèo

j

W

_{R( X)} dX X b V

₌

FCO(X_R(Xw - Xb) b) VI-3. Computerberekeningen.

Bij de berekening van de reaktor volgens bovenstaand schema

kunnen de volgende grootheden gevarieerd worden:

1. De grootte van de molenstroom naar het eerste katalysator-bed(de hoofdstroom van de voeding) uitgedrukt als een fractie

( ~ ) van-de totale aan de reaktor toe te voeren molenstroom. 2. De temperatuur van de koudgasinjectie tussen de bedden (T_k). In appendix A zijn de computerprogramma's en een samenvatting van de uitkomsten vermeld.

VI-4. Selectie van de reaktor.

Uit de berekende reaktoren werd een reaktor gekozen uitgaande van de volgende overwegingen:

1. Het aantal koudgasinjecties klein houden. 2. Totale bedvolume klein houden.

r

I

-23-3. Redelijke eindconversie (X - ) w . _el.n d

4. Kleine waarde van Ó + f{ ( c:)

=

L..

À

Reaktor 36 uit de tabel (appendix A) voldoet redelijk aan bovengenoemde oVerwegingen. De reaktorberekening wordt met dit ontwerp voortgezet.

VI-5. Reaktorgegevens. Aantal katalysatorbedden:

3

Aantal koudgasinjecties: 2 Hoofdstroom: 31,690 kg/s Ie Koudgasinjectie: 2e Koudgasinjectie: 5,312 kg/s 6,338 kg/s Totale conversie: 16,7% Koudgastemperatuur: 500C Bedvolumina: Ie bed 7,2 m3 Totaal 8,6 10,3 26,1 rn 3 m3 m3

(

"l

=

0,60) ( À.

=

0,10) ( À = 0,12) Diameter katalysatordeeltjes: 5 x 10-3 m Dichtheid katalysatordeeltjes: 2260 kg/rn 3 Bedporositeit: 0,4 Reaktordiameter: 2 m Bedhoogte: Ie bed .2,28 m 2,76 m 3,27 m

VI-6. Drukvallen over de katalysatorbedden.

De drukval over een katalysatorbed wordt berekend m.b.v. de relatie van Ergun: (lit 8)

.:lp L

=

pv

~

d p 1-t. ( 170 é.

v:

p (l- <. ) +

1

.

75

)

o p

-24-d

₌

5 x 10-3 m p é

=

0,4 <~>= 19,0 x 10-6 Ns/m 2

1'>=

21,5 kg/m3 Ie Bed: _95m

₌

31,690 kg/s L

₌

2,28 m v = 1,87 mis 0 • _{.Ap = 0,36 atm} 2e Bed: _~m

₌

37,002 kg/s L

₌

2,76 m v

₌

2,18 0 m/s

.

.

Ap

=

0,60 atm 3e Bed: ₉₅ m

=

43,34 kg/s 1 = 3,27 m v = 2,56 0 mis • • .A P

=

0, 97a tm

VI-7. Ontwerp van de injectie-eenheden.

De uitvoering van de injectie-eenheden is ontleend aan een octrooi van de ICI (lit

9).

De injectie-eenheden bestaan uit een aantal holle geperforeerde staven. In de holle staven zijn sproeiers aangebracht, waar-door het koude gas de als mengruimte dienst doende holle staven betreedt.

De perforaties in de holle staven moeten groter zijn dan de poriediameter tussen de katalysatordeeltjes. Binnenstromen

van bet gas in de mengruimte wordt op deze wijze gemakkelijker

gem~akt dan het voortgezette stromen door de katalysatorporiën. Anderzijds moeten de perforaties zo klein zijn, dat de

katalysatordeeltjes de holle staven niet kunnen binnendringen. De holle staven moeten ver genoeg van elkaar af liggen

(10 - 20 deeltjesdiameters) om gemakkelijke stroming van

katalysatordeeltjes hiertussen mogelijk te maken gedurende het laden of ontladen van de reaktor met katalysator.

De doorsnede van de staven is ruitvormig met de omhoog

wijzende zijden onder een hoek van 450, teneinde het langs-.

-25-In de reaktor zijn per injectie-eenheid 5 mengstaven aan-gebracht. De breedte van de mengstaven bedraagt 300 mm en hun onderlinge afstand 100 mmo

Per mengstaaf worden 3 nozzlepijpen genomen (di = 45 ma

De nozzles worden aan de bovenzijde van de nozzlep~JpeH aangebracht. De nozzlediameter bedraagt: 20 mrn Ie Injectie-eenheid: ~m

=

5,312 kg/s

P

o

=

36 kg/m3

_}

Po

=

56 atm In de nozzlepijpen. p

₌

49,6 atm

r

=

1,4 n.

=

Po a_o A Z lU_m I ( (lit 10) d u ::I: 48 mil)

A

=

totale doorstroomde oppervlak (som van alle nozzles)

A

=

_{36 x 0,38 x 1,1} 5,312

=

0,350 m 2 Hetaantal benodigde nozzles bedraagt: 1100 De totale beschikbare nozzle-pijplengte is:

3(1,00 + 1,72 + 1,90 + 1,72 + 1,00)

=

22,0 m

Er moeten dus 3 nozzles per 60mm pijp aangebracht worden~

2e Injectie-eenheid

Voor de tweede injectie-eenheid zlJn totaal 1300 nozz1es nodig, dus 3 nozzles per 50mm pijp.

-26-Uitstroomsnelheid uit een nozzle:

=

1,82 mis (lit 10)

Deze snelheid is voldoende om een goede menging in de staven te waarborgen.

, - - - ~

-2'1

-VII. Berekening van de overige apparatuur.

VII-I. De compressorinstallatie.

De compressorinstallatie bestaat uit een make-up cmpressor-installatie en een recirculatiecompressor-cmpressor-installatie. A. De recirculatiecompressor. kmol/s kg/s H₂ 0,954 1,908 CO 0,526 14,719 CO 2 0,434 19',110

CH

4

0,010 1,121 Totaal 1,984 36,858

Zuigdruk van de recirculatiecompressor: Drukvallen over de apparatuur

A

P

= 6 atm (aflaten van de druk tot 50 atm vóór reaktor)

~p

= 0,97 atm (drukval

over laatste reaktorbed)

~p

=

2,86 atm (drukval over gas-gasww)

De zuigdruk is dus 46 atm.

Persdruk 56 atm. Drukverhouding: 1,22 Temperatuurverhoging t.g.v. compressie:

~2

=

{

p

2 ) ((-1)/( =(1,22)0,286 = 1,06 1

~

PI T2

=

1,06 x 298 = 3160K = 430C

Warmteinhoudvan de recirculatie na de compressie

kmo1/s, H 2 0,954 CO 0,526 Inert 0,504 Totaal 1,984 Drukcorrectie Totale enthalpie-inhoud H316 153 110 144

H*

147 58 72 277 nAH

₌

- 40 H = 237

=

993 kcal/s kW

1-Te

-28-leveren vermogen aan de compressor.

~ _m = (e }

=

p AT = 36,858 kg/s 1684 J/kgOe l80e P. _{l.sen r.} t ( hydr= 0,8

'7

mech = 0,9

'7

vol = 0,8 ~

<

e

>

AT Pas

=

'7

tot

=

m p

~

hydr

'7.

mech

~

vol

=

36,858 x _{0,8 x 0,9 x 0,8} 1684 x 18 = 1940 kW

B.

De make-up compressor Zuigdruk: 5 atm Persdruk: 56 atm o

T

_k

= 88

K

_Pk

=

29 atm t = 50°C kmo1/s H₂ 0,310 CO 0,158 Inert 0, 036 Totaal 0,224 Drukcorrectie t

=

127°C kmol/s H 2 0,310 CO 0,158 Inert 0,036 Totaal 0,224 Drukcorrectie H 323(kca1/kmo1) 210 159 215 n6H H H 400(kcal/ kmol) 739 740 951 MH H

-*

H(kcal/ s) T _re d="3_. ,66 Pred=1,93 65 25 7,7 97,7 = -38,0 = 59,7 kcal/s 1f H(kcal/s) _{T red-} 4,53 229 P re d= 1,93 117 34 370

=-

19,5 = 350,5 kcal/s

•

-29-t = 225°C

kmol/s H₄₉₈(kcal/kmol) H(kcal/s)

*

H 2 0,310 1420 440 CO 0,158 1417 222 Inert 0,036 1974 71 Totaal 0,224 ₇₃₃ Drukcorrectie _{nAH = 9} H

₌

724 \

We kiezen drie centrifugaalcompressietrappen

Drukverhouding per trap: P2/ Pl =

~

=

2,24

Temperatuurstijging per compressietrap:

(r

=

1,4)

T

2 / Tl

=

(2,24)°,286

=

1,26

Inlaattemperatuur 1 e trap 25 0 C

Druk en temperatuurverloop in de installatie:

Ie 2e 3e Te

T.

oe

_T

_'t °

_C

p. atm :ln U:l :ln trap 25 104 5,0 trap 30 109 11,2 trap 30 109 25,1

leveren vermogen per compressietrap:

~m = <C~ ₌ p ~T

₌

Pas

=

6,482 kg/s 2360 J/kgOC 79°C 6,482 x 2360 x 79 0,8 x 0,9 x 0,8 ~ hydr

=

0,8 ~ mech

=

0,9 ~vol

=

0,8

=

2100 kW p _Ul ,t atm 11,2 25,1 56,0

Totaal toe te voeren asvermogen bedraagt: 6300, kW

T

red-p

red=

De warmte wisselaars na iedere compressietrap worden berekend

m.b.v. figuur 4, waarin de afte voeren hoeveelheid warmte is af te lezen.

5,7 1,93

"

•

800

1

H kcaL/s

figuur'

_..

.. make- up

compr~ssie

600

1.00

310 282

200

98

20 0 ~----~~--~50~---~10~0~---~1~50~---~2~0~O---~2~50

-30-Warmtewisselaar na le compressietrap ~

=

292 - 20

=

w

°

272 kcal/s = 1140 kW ~T

=

74 C gas T 20

0e

A kw

=

AT _{log. gem}

=

290

e

Koelwater door de pijpen:

u

=

150 w/m2

oe

pijpen d. = 25 mm 1

o

1140 13 6 kg/s m

=

4,19 x 20

=

,

d _u

=

30mm

Aantal pijpen per pass: n

=

0,0136/(0,8/3600)

=

61 We nemen 12 passes. Benodigd opp. Totale pijplengte A

=

1140 x 10 3

=

262 m2 150 x 29 L

=

2780 m

Lengte van één pijp 1 = 3,80m

Diameter ww Dshell = 1,39 m e Warmtewisselaar na 2 compressietrap: ~

=

310 -20

=

290

A

;

_gas

=

79°C AT kw

=

20 0

e

~T _log.gem.

=

300

e

kcal/s = 1214 kW

u

=

175 W/m2

oe

pijpen d.= 25 mm 1

Koelwater door de pijpen: 1214

o

_m = 4 19 _{, x} 20

=

14,5 kg/s

Aantal pijpen per pass: n = 0,0145/(0,8/3600)

We nemen 12 passes.

x 103

Benodigd opp. A = 1214

175 x 30

Totale pijplengte L

₌

2450 m

Lengte van éénpijp 1 = 3,10 m

Diameter ww Dshell

=

1,44 m

= 213

Warmtewisselaar na de

3

e compreüsietrap:

~ _w

=

282 - 88 ~ 194 kcal/s = 812 kW

2 m

= 65

_.~---i·

I·

I

-31-ATgas ::; 51°C 6T kw : 20°C U ::; 200

A

T

_loe·gem. ::; 520e pijpen Koelwater door de pijpen:

812

~m : 4,19 x 20 : 9,7 kgls

Wim 2 oe

d.: 25 mm d ::;

1. u

Aantalpijpen per pass: n = 0,0097/(0,8/3600) ::; 43

We nemen 8 passes. Benodigd opp. A : 812 x 103

=

78 m2 200 x 52 Totale pijplengteL::; 827 m Lengte van één pijp 1 ::; 2,40 m Diameter ww _{Dshell ::; 0,98 m}

Enthalpie-inhoud van make up

•

Enthalpie-inhoud van recirculatie Enthalpie- inhoud van reaktorvoeding

VII- 2. De gas-gaswarmtewisselaar.

H(kW)

368 ~

1361

Ue totale over te dragen warmte bedraagt 10507 kW.

30 mm

In verband met dit grote bedrag aan over te drag~n warmte,

wordt de warmtewisselaar verdeeld in tweeën, en als onderstaand aangegeven geschakeld.

IS7·e 13't° C

1

1

,

/ .260°"

,

/

rr/

,

---.

_,I'

-

\I"'-t-"

I'

,

, SO orocdi .. " .. , , I, oofcLSt"OOM] Oe. / / r

,

J

211°C

J

. I

De temperatuur tussen de warmtewisselaars en de gassnelheden in en om de pijpen zijn zo gekozen, dat voor beide warmte

.J

-32-Voor beide warmtewisselaars:

pijpen d.

=

25 mm d

=

30 mrn

1 u

4

tube passes.

176 pijpen per pass.

DShell

=

1300 mm

Baffle-afstand: 750 mm (De baffles houden 25~ van de doorstroom-opening vrij)

A. Warmtewisselaar I.

x

= 0,66

Z

=

0,72 Correctiefactor

Y

=

0,58 (appendix B)

Produktgas door de pijpen, voedinggas om de pijpen.

ft

=

4100 kW w

A

T

_{log. gem.}

=

44°C

À

_pijp

=

15 'rI/moC

(H.V.S.)

Warmte-overdrachtsco~ffici~nt in de pijpen: ~ _m

=

43,340 kgjs

<p>

=

23,2 kg/m3 -6 / 2

<'7)

=

18,5 x 10 Ns m ( e )

=

lS35 J/kg oe p

°

(À) = 0;079

wim

C ~m 21,5 mIs v

=

2

₌

(J xn x -t'Td i

He

= 6,8 x 105 Pr

₌

0,43

Nu

=

0,027

HeO,

S

pr l/ 3 <o().

=

0,079 x 0,027 x 4,,63 x 104 x 0,755

=

1 25 x 10-3

<oe).

=

2980 "111m2

°c

1

(

-33-Warmte-overdrachtscoëfficiënt om de pijpen:

Voor de w.o.c. aan de shellzijde geldt:

(lit 11)

De snelheid tussen de pijpen is te berekenen uit:

v = ~ _m

I

f

a _s

Waarin

a _s

=

(D _{s e} h llx 0,4d _u· x B)/l,4d _u • een maat is voor het doorstroomde oppervlak tussen de pijpen.

Dh

=

hydraulische diameter. B

=

baffle-afstand.

1,4 d (=t) de pijpensteek.

u .

Voor een gelijkzijdig driehoekige steek wordt de hydraulische diameter: 4 x vrije doorstr. opp. natte olI!trek

4(it

x

iV3

t - l/87r d2) ' n-d u ~m= 31,690 kg/s

<p>

=

23,0 kg/m3 -6

I

2 <~>= 18,0 x 10 Ns m <À}= 0,093 W;moC (C>= 1878 J/kg

°c

P D h= 0,034 m 2 a

=

0,28 m s 2 u

De snelheid om de pijpen is: v = 4,9 mis Re= 2,13 x 105

Pr= 0,364

-34-De totale warmteoverdrachtscoäfficiänt is dus:

u

₌

Benodigd opp. A = d In( d /d.) u U 1 408 U

2X

"

P1JP w/m2 oe

~W'

x öT . x log.gem. 1 + (a(>u Y

=

Totale pijplengte: L = 400/0,0942 = 4~50 m , -400

Lengte van één pijp:

1

= 4250/(4 x

176)

=

6

m

B. Warmtewisselaar 11.

2

m

Voor de tweede warmtewisselaar, waarin het produktgas om de

pijpen en het voedinggas door de pijpen wordt geleid, wordt de benodigde pijplengte op dezelfde wijze berekend.

~ _w

=

6407 kW

AT _log.gem.

=

68°C

x

=

0,66

Z

=

0,72

Y

=

0,58 Warmte-overdrachtscoëfficiënt in de pijpen: ~m

=

31,690 kg/s

<p>

=

28,8 kg/m3 -6 / 2

<'1>=

15 x 10 Ns m (À)= 0,085 w/moe <e)= 1821 J/kg oe p

De gassnelheid in de pijpen is v = 12,7 mis

Re

=

6-,-1 x 105

Pr

=

0,322

Warmte-overdrachtscoëfficiënt om de pijpen: Ql

=

43,340 kg/s

<;>

=

26,2 kg/m3 -6 2

<"7>

=

17 x 10 Ns/m De snelheid om de pijpen is <À)= 0,072 W/moe <e~= 1788 J/kg oe v

=

6,3 mis

- - - _ .

-Re

=

3,3 x 10

5

Pr

=

0,422

-35-De totale warmte-overdrachtscoëfficiënt voor de tweede

warmtewisselaar wordt nu:

u

= 412 W/m2

°c

Benodigd opp. A

₌

₃₉₅ m 2

Totale pijplengte L

₌

4200 m

Lengte van één pijp 1 = 6 m

c.

Drukvallen in de pijpen van de warmtewisselaars.

'Ww I

v

..

=

p1.JP

<p>

=

<''/>

=

21,7 mis 23,2 kg/m3 18

,

₅

X 10

-6

1 "

_P1JP

₌

6 _m Re .. = 6,8 x 105

P1JP

2 Ns/m WW 11 v "

=

12,7 mis

P1JP

3

<p>

=

28,8 kg/m -6 / 2 <~>= 15 x 10 Ns m 1

_P1JP

"

₌

6 _m Re "

=

6,1 x 105

P1JP

Drukval in de pijpen van de eerste warmtewisselaar.

Fanningvergelijking:

Ap

=

4f _~. 1

1.

(lit 12)

.1. _ _ _ _

We nemen aan dat de wand van de pijpen glad is. Voor gladde

getrok-ken pijpen geldt de betrekking van Blasius:

4f

₌

0,316 Re-O,25

4f

=

0,013 voor Re

=

6,8 x 10 5

Met Fanning volgt hieruit voor de drukval over e~n pijp

van 6 m:

6 1 2

=

0,013 0,025 •

2

.

23,3 (21,7)

=

"

-•

-36-De drukval tengevolge van wri jving over de totale pijplengte

is: (4 x

17050

)

~

68200 N/m2

De drukval tengevolge van verschillende weerstanden die de gasstroom ondervindt(

4

verwijdingen,

4

vernauwingen en 3 bochten) wordt berekend met:

~ , 2

A P = L- Kw • "2

f

v

K _w

=

weerstandsgetal

Voor plotselinge vernauwing Voor plotselinge verwijding m

=

opp. kleinste doorsnede

opp. grootste doorsnede Bocht van 1800 m

=

176 x

K

=

1,7 w -2 0,0492 x 10 x

16

Kw K w ~ 0,45(1 - m) ~ (l/m _ 1)2

=

0,25 Kw

=

4(1/0,25 - 1)2 + 4(0,45(1 - 0,25)) + 3 x 1,7

=

40

~

p

=

40 x

t

x 23,2 x (21,7)2

=

218000 N/m2

De totale drukval wordt: 2,18 + 0,68

=

2,86 atm Drukval in de pijpen van de tweede warmtewisselaar: Drukval veroorzaakt door wrijving:

4 x 6 1 2

~p = 0,013 x 0,025 x 2 x 28,8 x (12,7) =

I

=

29200 N/m2

Drukval door weerstanden:

~

p

=

40 x

t

x 28,8 x (12,7)2

=

=

93500 N/m2

Totale drukval in de pijpen:

i l p

=

1, 23 a tm .

Opm. De drukvallen in de gasstromen om de pijpen zijn laag

t.g.v. de lage snelheid van het gas tussen de pijpen. Ruwweg bedragen deze drukvallen ongeveer 0,1 atm. Ze worden daarom verwaarloosd to.v. die in de pijpen.

- - -

-

-37-VII-3. De gaskoeler.

Het produktgas wordt hierin gekoeld van 134 - 95°C.

~

=

3350 kW (zie figuur 2) w

x

=

0,22 Z ::: 1,56 Y

=

0,96 AT _gas T 25 0e 6. kw . = AT = 820

e

log. gem. À ..

=

15 'ti/moe pl.JP Produktgas:

o :::

43,340 kg/s m pijpen Koelwater: d =30 mm u

0>

:::

29,5 kg/m3 -6 / 2

«

)

=

15 x 10 Ns m (Cp)::: 1745 J/kg oe

f

:::

1000 kg/m3

~

=

6,2 x 10-

4

Ns/m

2

cp

=

4190 Jjkg oe <À)::: 0,066 '#I/moe À ::: 0,62 w/moe

Koelwater door de pijpen:

~m

=

3350

=

32 kg/s

4,19 x 25

Aantal pijpen per pass: n

=

0,032/(0,8/3600)

=

144

'tie nemen 2 passes:

Dl

=

m x t 735 mm 2 passes 20 mm 2 x

t

pijp 30 mm 1,5 steek 63 mm D shell 848 mm Warmte-overdrachtscoëfficiënt in de pijpen

N~

= 6,027 ReO,8 pr1/ 3 Re

=

18000 Pr

=

4,2 /~) ='2740 w/m2 oe " i

~38-warmte-overdrachtscoëfficiënt om de p~Jpen.

=

0,848 x 0,4 x 30 x 10-3 x 1,50 as 1,4 x 30 x 10-3 :::: 0,364 m2 v

=

_29,543,340 _{'x 0,364}

=

4

mis Dh

=

0,034 m (pijpen 30 mm, steek 1,4) Nu

=

0,36 ReO,55 Prl/3 Re

=

2,6 x 10

5

Pr

=

0,396

De totale warmte-overdrachtscoëfficiënt in de gaskoeler

wordt dan:

u

=

357

W/m

2

°c

3350 x 103 Benodigd pijpoppervlak A

=

-===~~~~~~ 357 x 82 x 0,96 Totale pijplengte Lengte van één pijp

VII-4.

De condensor. Daar berekening van de is, wordt deze geschat.

/

L

=

120/0,0942

=

1280 m

1

=

1~80/2 x 144

=

4,50 m

w.o.c. in de condensor niet mogelijk

U

=

405 W/m2

oe.

Het te condeLseren gas bevat ongeveer

5%

cond'enseerbare damp. Het gas wordt in de condensor tevens gekoeld tot 250C.

De temperatuur van het condensaat dat uit de condensor wordt afgetapt wordt gesteld op 50o

e.

De condensor wordt horizontaal opgesteld; de warmte-overdracht is dan beter.

~m

CeH OH

=

0,6 kcal/kg

3

-39-Af te voeren warmte in de condensor:

0,.,

_.. = H368 -

0

_{m d} C _cond. ~ t con •

=

8300 - 3,786 x 0,6 x 4,19 x (50 - 25)= = 8300 - 238 = = 8062 kW T

=

700

e

gas T_kw

=

250

e

T _{log. gem.}

=

19,50C pijpen d.= 25 mm 1 d u

=

30 mm Benodigd koelwater _{~m = 4,19} 8,062 _{x 25 = 77 kg/s}

Aantal pijpen per pass: n = 0,077/(0,8/3600)

=

346

In verband met de druk nemen we 3 horizontale in serie

geschakelde condensors. Dl

=

m x t 2 passes 2 x

t

pijp 1,5 steek D shell

Per condensor nemen we 2 tube passes.

1080 mm 30 mm 63 mm 20 mm 1193 mm Benodigd opp. A =(8062 x 103)/(405 x 19,5) = 1020 m2 Totale pijplengte L = 1020/ 0,0942

=

10600 m

Lengte van één pijp 1

=

10600/(3 x 2 x 346) = 5 m.

VII-5.

De condensaatkoeler.

~w

=

238 kW ~m

₌

3,786 kg/s

fcond.= 790 kg/m3

Water door de pijpen d.= 25 mm

1 A T _cond.-- 25°C T 10

0e

L:J,. kw

=

AT = 11°C log. gem. 2 U

=

500 W/ m

°c

d

=

30 mm u Benodigd koelwater ~m = 238/(4,19 x JO)= 5,7 kg/s

,

","

.

I

-40-Aantal pijpen per pass n

=

0,0057/(0,8/3600) : 25

We nemen 6 passes.

Benodigd opp. A : (238 X' 10 3 )/(500 xlI)

=

43 m 2 Totale pijplengte L

₌

43/0,0942

=

456 m

Lengte van één pijp 1 : 456/(6 x 25) : 3 m

Diameter koeler Dshell: 678 mm

V1I- 6. Demister-separator.

De maximaal toelaatbare gassnelheid

v

=

cV

PL

-t1; ,

I'c

v : 0,48

mis

in de demister bedraagt c

=

0,107 mis : 790 kg/m 3 38 kg/m3 Bij deze snelheid worden druppeltjes met een diameter van 200;« nog juist niet meegesleurd in de gasstroom.

In verband met de werkdruk worden 2 demisters gekozen. De diameter van de demisters is 1,37 m. Ze zijn elk voor-zien van een sproei-installetie om de dimethylether uit het gas te wassen, en van enkele gaasbedden voor het afvangen van mistdruppeltjes.

VII -7. De stripkolom.

De ruwe methanol welke zich in het buffervat op 46 atm bevindt

wordt afgelaten tot 1 atm en naar de stripkolom geleidt;

hierin wordt de dimethylether ( kpt. - 250C ) uit de vloeistof gestript, door ontspannen van de vloeistof op grote schotels. Massabalans over de kolom:

Voeding: F

₌

3,878 kg/s

Destillaat: D = 0,092 kg/s

Ketelproduk t: K = 3,786 kg/s

Het ketelprodukt wordt naar de rectificatiekolom geleid. Het

o

bevindt zich vlakbij het kookpnt op b5 C.

-41-stripkolom 500

e

bedraagt.

De maosstroom naar de ketel is dan: (K + X)kg/s

K

=

ketelprodukt X

=

dampstoom naar de kolom uit de ketel. Warmte-inhoud van K kg/s vloeistof bij 50o

e.

H

=

K x

e

x t

=

3,786 x 2,63 x (50 -25)

=

249 kW

Deze 249 kW is afkomstig van de condensatiewarmte en een deel voelbare warmte uit de X kg/s damp.

X x 1100 + X x 2,63 x l65 - 50)

=

249

x

=

0,218 kg/s

Totaal stroomt dus uit de bodem naar de kookketel:

3,786 + 0,218

=

4,004 kg/s

Warmte-inhoud van de stroom naar de kookketel:

4,004 x 2,63 x (50 - 2J)

=

263 kW

De totale dampstroom heeft ook een warmte -inhoud van 263 kW Uit de kookketel wordt 3,786 kg/s afgetapt bij 650

e.

De warmte-inhoud hiervan bedraagt 398 kW. De aan de kookketel toe te voeren warmte is:

3,786 x 2,63 x (65 - 50) = 149 kW

(0,218 x 1100)+(0,218 x 2,63 x (65 - 50))

=

249 kW

398 kW

VII-8. De rectificatiekolom.

In de rectificatiekolom wordt methanol gescheiden van water

en de hogere alcoholen, welke als bijprodukten in de synthese zijn ontstaan.

Teneinde een scheiding mogelijk te maken moet toegestaan word~n

dat enig methanol in het ketelprodukt achterblijft, en enig water in het destillaat.

De zuiverheidseis voor het destillaat is gesteld op 99,85% (lit 1) •

methanol. De toelaatbare hoeveelheld methanol in het ketelprodukt stellen we op ongeveer 0,2~

- ---~--____:i

- - - -- -

-

-42-De massabalans over de rectlficatiekolom wordt dan:

Voeding kg/s mol% CH 30H 3,648 95,0 H₂0 0,092 4,2 Hogere alk. 0,046 0,8 Totaal 3,786 100,0 Destillaat kg/s mol% CH 30H 3,640 99,8 H₂0 0,070 0,2 Totaal 3,710 100,0 Ketelprodukt kgjs mo1% CH 30H 0,008 10,0 H₂0 0,022 50,0 Hogere alk. 0,046 40,0 Totaal 0,076 100,0

Bepaling van het aantal theoretische schotels.

De aannamen welke bij het bepalen van het aantal theoretische

schotels gedaan worden zijn:

1. De kolom werkt adiabatisch.

2. De molenstromen in de kolom zijn constant.

Evenwichtsgegevens van het systeem Methanol-Water. _{. (Ferry)}

t

°c

mo1% CH 30H mo1% CH30H in de vloeistof in de damp 100,0 0,0 0,0 96,4 2,0 13,4 93,4 4,0 23,0 91,2 6,0 30,4 89,3 8,0 36,5 87,7 10,0 41,8 84,4 15,0 51,7 81,7 20,0 57,9

-43-t

°c

mol%> CH 30H mol% CH30H in de vloeistof in de damp 78,0 30,0 66,5 75,3 40,0 72,9 73,1 50,0 77,9 71,2 60,0 82,5 69,3 70,0 87,0 67,6 80,0 91,5 66,0 90,0 95,8 65,0 95,0 97,9 64,5 100,0 100,0

De minimale terugvloeiverhouding wordt bepaald volgens Underwood:

R. _m~n

=

1

[

X

D

0 ( - 1 x

F

gem

De gemiddelde relatieve vluchtigheid wordt bepaald door

het geometrisch gemiddelde van de relatieve vluchtigheden

van top- en ketelprodukt te nemen.

c( = l - x y x •

1

- Y

x y Ketel 0,100 0,418 Top 0,950 0,979

O<

gem=

V"'

D

"'~

=

3,98

De minimale terugvloei verhouding is:

6,46 2,45

R . _mln

=

0,3 De werkelijke terugvloeiverhouding wordt genomen op

Vergelijking van de rectificerende werklijn:

R x_D

y

=

~ï x + R + 1

y

=

0,474 x + 0,525

3 R .

=

0,9

r

..

-44-Met de methode van McCabe-Thiele is nu grafisch het aantal theoretische schotels bepaald. (figuur

5)

Uit de constructie volgt, dat 13 theoretische schotels voor de scheiding vereist zijn.

Druk in de kolom: 1 atm

T t t 65 °C

_ op empera uur:

Voedingtemperatuur: 650

e

Keteltemperatuur: 880

e

Warmtebalans over de kolom:

HF

=

warmte-inhoud van de voeding

=

F

.

e

• .6 t

=

3,786 x 2,63 x

P

H

R

=

warmte-inhoud van de reflux.

=

R.D

.

C .At

₌

0,9 x 3,710 x p

(65 -25)

₌

398 kw

2,60 x (65 -25)

=

347 H

K

=

warmte-inhoud van de dampstroom uit de ketel. d

=

(RD + F - K) (e • A t + .clH V )

=

P k kW

=

(0,9 x 3,710 + 3,786 - 0,076)(3,50(88 - 25)+ 1100)

=

9309 kW Hf

=

warmte-inhoud van de dampstroom uit top.

=

(R + l)D x(C . At + AHV )

=

P t

=

(0,9 + 1)3,710(2,60(65 - 25) + 1100)

=

8483 kW

H

B

=

warmte-inhoud van de vloistofstroom naar de ketel.

.

=

(RD + F) C .~t = (0,9 x 3,710 + 3,786j3,50(88 - 25)= 1571 kW

p

Warmtebalans over de kookketel:

Q - H K

K - d

H

K

=

warmte-inhoud van te verdampen vloeisof in de ketel. 1

₌

(RD + F - K)

e

.

ót

=

P

=

(0,9 x 3,710 + 3786 - 0,076)3,50(88 -25)

=

1554 kW HK = 9309 kW d

McCABE-THIELE CONSTRUCTIE

1.0

Y

_0.9

1.00

,2. 13 11

'

0

Y

10 I .2 I

r

0.8

0.7

I

t

0

.

98

I ,...-....0

0

.

6

,. --- I

,...-0

.

96

, / ,...- ~ _~ ~ I

O.S

0

./,

0.3

0.2

.

0

.

92

0

.

1

OD

0.1 0.2

03 0./, 0.5 0.6

0

.

7 0.8 0.9

lD

0.90

0.92

0.!8

1.00

---..

X

X

strippende sectie

rectificen~nde

sect ie

-45-Warmte-inhoud ketelprodukt:

K . C _P • ~t

₌

0,076 x 3,50 x \88 - 25)

=

17 kW

Warmtebalans over condensor en destillaatkoeler:

HT

=

8483 kW

H_D

=

warmte-inhoud destillaat.

=

D C ó t = 3,710 _x 2,60 _{x (65 - 25) = 386 kON}

P BH

=

347 kW

QC

=

_{af te voeren warmte in de condensor}

=

(R + l)D AHV

=

_{(0,9+1)3,710 x 1100}

₌

_{7750 kW}

t

In de destillaatkoeler _{moet 386 kW worden afgevoerd.}

Uitvoering van de rectificatiekolom:

Hoeveelheid destillaat: 3,710 kg/s

Terugvloeiverhouding: 0,9

Hoeveelheid damp over de top: 7,049 kg/s Molgewicht _{destillaat: 32 kg/s}

Dichtheid van de damp in de kolom:

32 273 760 ₃

f

_D

=

22,4 x 273+65 x 760

=

1,152 kg/m Hoeveelheid damp over de top: 6,1 m3

Dampsne::e:dO~:6~!O:O::56

_mis

Diameter _{van de kolom: 2,20 m} Diameter klokje: 4"

=

100 mrn

Slothoogte: _2"

₌

_{50 mm}

Aantal klokjes per schotel:153

Diameter valpijp: ~ 40 mm

Schotelefficiency: 0,6

Totaal aantal schotels: 22 , waarvan 14 boven _{en 7 onder de} voedingschotel.

1

-

-45a-~----2200mm---'" ,"'~, I , , . , ' " " 1 Y \ ~ ' \

, ,

," " " " _{A ~} ' I _,. '~' _• \.' l\ I \ I \ I \ \ ' \ I ' , , ' \ 1 )( \/ 'IJ .,' , , A (:;) " , , , 1\ , , I ' " " , , / , ' , ' \ \ \ / ' , , '4 .,: rI ... '

Y. "

y f'7\ '.( 'lI 1 \ 1 , I , ' I \ V I \

"\,,,\ ""\'0'

_{'lI \ , " .,' , \! ti " \ ,}

, I , '

₁ , r, /I \ r\ , ' ~, r, , , 0( " ,-..

X

,

'" , ' , ' " " , , " A , I ' I \ , "

l

f

K

"

,~

,\

/,

v:J

~,

"

X ;,

, " , , " ' I

't@

Q

"

, "

.

'

1 , ' . \I

, "

',,/\, \

'" " I " ,

~

'\I"

> '

0.

_{~", ~}

\

, , ' \ . _~ , 1 ' / " \. 1.' .... ' .,' ... 1 { " ' ' ... ' , , , , 1\ ' , ! \ , I ' , " V ,- , . . . 1 \ / , 1 , 1 , \ ~"\I' \ \ , , , \! \! 1.' ~ Y , , " " " , , ~ 1\ 1\ " < 1\ , ,. " lp ~ " " " ' " ~ , ' , \ , ' I"~

... ',( X

'.(

';.'

'I > '" '. .., "

y.

, \ , , , , " , , \ I , " , \ , ... \ , ,

: :-

X )(

'I

1'('\ 't ~

X

V

'<

'{

,

, I \ I \ \ ~ \ I , I " / , / I " ' I , \.'

0 " " ,,' " ,',

• )0,

:<

1\ > '" ~ ,

l •

w

'~ I ' , ' I ' " , , 1 \ " " " ' , , , 'J , V

0' \

\ I " \1 , " ' , ' , ... , l " ~

T.'

~ ti ' t . I '

"/0'

' \ / \ / ' ,1 \ " ' " ,

I

't( " '"

i

't( ., \- )0'

V

'..,1

' \ 1 / " , / ' , ' \ " 1 'V 1'7\, \, ' j ' \ / " 1\

\.i:J,'

"

,'\

l, /, ,...

, I ' I \ .. 1 ' I , I ' I \ ' (, , '\ " " ~ i( I ' I _{' I \ 1 \} ' " _{, \ I '}

,

(

o

schotel rectificatiekolom

-figuur

6

H

valpijp .f1 klokje klokjes 100mm 100mm 153

, - - - : - - - ---~- - -

-~-

-46-Schotelafstand: 40 cm

Hoogte van de kolom ca. 9,50 m

De condensor.

pijpen d.

=

25 mm

1 d u

=

30 mm

Water door de pijpen; horizontale opstel.

Benodigd koelwater: _~m

₌

_4,19 7750

_x

₁₅

₌

_{123,4 kg/s} Aantal pijpen per pass:

We nemen 2 passes. Benodigd opp. A

=

n

=

0,1234/(0,8/3600)

=

555

775

0

x 10

3

=

~50

m

2

600

x

37 Totale pijplengte L

=

3720 m Lengte van één pijp 1 = 3,35 m

Diameter condensor De destillaatkoeler. ~w = 386 kW I A_{Tdest •}

=

400

e

Dshell

=

1580 mm ,-~T = 200

e

log. gem. U

=

250 W/m2

oe

pijpen d.

=

25 mm 1 du

=

30 mm Benodigd koelwater ~m

= 386/(4,19 x 10)

=

9,2 kg/s Aantal pijpen per pass: n

=

0,0092/(0,8/3600)

=

42

We nemen 12 passes.

Benodigd opp. A

=

386 x 103/(250 x 20)

=

77 m2 Totale pijplengte L

=

820 m

Lengte van één pijp 1

=

1,60 m Diameter koeler Dshell- 1153 mm